rev. te descrição por ver. apr. aut. data · gerência de geotecnia, hidrogeologia e fechamento...

GRG – GESTÃO DE RISCOS GEOTÉCNICOS

CÁLCULO DO RISCO MONETIZADO PARA BARRAGENS E DIQUES BARRAGEM SUL SUPERIOR RELATÓRIO TÉCNICO ESTUDO DE RUPTURA HIPOTÉTICA – DAM BREAK

Nº VALE

-

PÁGINA

1/105

Nº POTAMOS

POTVAL01G1-1-TC-RTE-0035

REV.

1

REVISÕES

TE: TIPO

EMISSÃO

A - PRELIMINAR

B - PARA APROVAÇÃO

C - PARA CONHECIMENTO

D - PARA COTAÇÃO

E - PARA CONSTRUÇÃO

F - CONFORME COMPRADO

G - CONFORME CONSTRUÍDO

H - CANCELADO

Rev. TE Descrição Por Ver. Apr. Aut. Data

A B EMISSÃO INICIAL FS FL MR RB 18/12/17

0 C APROVADO FS FL MR RB 19/01/18

1 C REVISÃO GERAL FS FL MR RB 20/05/18



Nº VALE

-

PÁGINA

2/105

Nº POTAMOS


REV.

1

ÍNDICE

ITEM DESCRIÇÃO PÁGINA

APRESENTAÇÃO 3

1.0 CONTEXTO 4

2.0 RESUMO 5

3.0 OBJETIVOS 5

4.0 LIMITAÇÕES TÉCNICAS DO ESTUDO 6

5.0 REGIÃO DE ABRANGÊNCIA DOS ESTUDOS 8

6.0 INFORMAÇÕES BÁSICAS 11

7.0 DESCRIÇÃO DO SISTEMA DECONTENÇÃO DE REJEITOS E SEDIMENTOS 20

8.0 BARRAGENS A JUSANTE 34

9.0 METODOLOGIA, PREMISSAS E CRITÉRIOS 41

10.0 RESULTADOS 68

11.0 CONSIDERAÇÕES FINAIS 100

12.0 REFERÊNCIAS 101

APÊNDICE A - MAPA DE ENVOLTÓRIA MÁXIMA DE INUNDAÇÃO 104

APÊNDICE B - MAPA DE CLASSIFICAÇÃO DO RISCO HIDRODINÂMICO 105



Nº VALE

-

PÁGINA

3/105

Nº POTAMOS


REV.

1

APRESENTAÇÃO

À VALE S.A. Diretoria de Planejamento e Desenvolvimento de Ferrosos - DIFP Gerência de Geotecnia, Hidrogeologia e Fechamento de Mina Belo Horizonte / MG Ref.: Estudo de ruptura hipotética da Barragem Sul Superior

Prezados Senhores,

Estamos apresentando o Produto 4 – Estudos de Ruptura Hipotética – Dam Break, elaborado para a Barragem Sul Superior, no âmbito dos trabalhos que integram o contrato nº (5500043570 – Grupo 1), celebrado entre a POTAMOS Engenharia e Hidrologia Ltda e a VALE, por meio da DIFP – Diretoria de Planejamento e Desenvolvimento de Ferrosos, Gerência de Geotecnia, Hidrogeologia e Fechamento de Mina. Os referidos trabalhos, inseridos no projeto GRG – Gestão de Riscos Geotécnicos – da VALE, destinam-se à prestação de serviços especializados em gestão de riscos para o cálculo do risco monetizado de diversas barragens.

Neste documento são descritas as hipóteses de ruptura consideradas, bem como cenários de avaliação, metodologia aplicada e resultados obtidos para o prognóstico de inundações em áreas e trechos fluviais a jusante da Barragem Sul Superior. Como resultados foram apresentados os parâmetros de inundação (elevação, velocidade e tempo) necessários para a avaliação de danos potenciais.

Colocamo-nos à disposição de V. Sas. para prestarmos quaisquer esclarecimentos adicionais que se fizerem necessários.

Atenciosamente,

POTAMOS ENGENHARIA E HIDROLOGIA LTDA.

Av. Barão Homem de Melo, 4386,14º andar – Estoril CEP: 30494-270 – Belo Horizonte - MG



Nº VALE

-

PÁGINA

4/105

Nº POTAMOS


REV.

1

1.0 CONTEXTO

O Projeto GRG (Gestão de Riscos Geotécnicos) consiste em um sistema de amplo alcance no controle de riscos e manutenção das condições de segurança das estruturas geotécnicas da VALE.

Valendo-se das definições da norma NRB ISO 31.000, o projeto prevê a aplicação de diversas etapas compreendendo desde o estabelecimento do contexto e da política de gestão até o monitoramento dos riscos e análise crítica do sistema, passando pela avaliação e tratamento dos riscos e pela manutenção da comunicação e da integridade e acesso às informações.

No âmbito desse projeto, e como diretriz da política estabelecida para a gestão de riscos, a VALE definiu uma metodologia para a quantificação do risco monetizado.

No Projeto GRG o conceito de risco é definido pelo produto dos termos “probabilidade de ocorrência de um evento de falha” e “consequências associadas ao mesmo evento”.

Dentro deste contexto, para a Barragem Sul Superior foram estimados os valores de probabilidade para os modos de falha associados à erosão interna, galgamento, instabilização e liquefação bem como quantificadas as consequências e definidos os custos decorrentes de uma eventual ruptura da barragem, nas esferas de Saúde e Segurança, Meio Ambiente, Econômica, Imagem da Empresa, Social e Órgãos Reguladores.

O processo de quantificação dos riscos foi segmentado em sete etapas, conforme apresentado na Figura 1.1.

Figura 1.1 – Etapas do processo de quantificação dos riscos.

Os estudos de ruptura hipotética (Dam Break) constituem a ETAPA 5 do diagrama apresentado na Figura 1.1 e são utilizados como base para a valoração das consequências.

RISCO PROBABILIDADE CONSEQUÊNCIA



Nº VALE

-

PÁGINA

5/105

Nº POTAMOS


REV.

1

2.0 RESUMO

Este relatório consolida os estudos elaborados para a simulação de cenários de ruptura hipotética da Barragem Sul Superior (ETAPA 5).

As hipóteses de uma eventual ruptura consideraram como modo de falha mais provável a ocorrência de liquefação no maciço tanto para o cenário de dia seco, quanto para o cenário em dia chuvoso.

O hidrograma de ruptura foi propagado em todo o trecho de simulação valendo-se de um modelo matemático hidrodinâmico de equacionamento bidimensional.

Os resultados obtidos indicam que o potencial de danos relacionados a inundações decorrentes de uma eventual ruptura da barragem se estende até cerca de 72,5 km a jusante da Barragem Sul Superior, no rio Santa Barbara, a montante do reservatório da PCH São Gonçalo, no município de São Gonçalo do Rio Abaixo. Inundações mais expressivas foram identificadas nos 52 km iniciais ao longo da calha dos rios Barão de Cocais e Santa Barbara, passando pelos municípios de Barão de Cocais e Santa Babara.

Os resultados apresentados neste trabalho foram compilados de maneira a representarem produto dos parâmetros velocidade e elevação da inundação (risco hidrodinâmico), bem como o tempo de chegada da onda.

A compilação final dos resultados atende aos requisitos mínimos definidos para a quantificação dos riscos e para o planejamento de ações de proteção do vale a jusante da barragem.

3.0 OBJETIVOS

O objetivo principal deste trabalho é a estimativa da inundação1 potencial associada à hipótese de ruptura da Barragem Sul Superior, implantada no domínio da Mina Gongo Soco.

Importa ressaltar que a análise da qualidade de efluentes dos cursos de água impactados não constitui objeto dos estudos de ruptura hipotética ora apresentados, embora se reconheça que sua importância é fundamental para a definição dos danos socioambientais decorrentes da inundação.

Também não constituem objeto de análise a verificação de desempenho hidráulico de estruturas de macrodrenagem, tais como canais e bueiros.

1 Inundação: Transbordo extraordinário da calha normal de um curso de água, no qual se alteram os parâmetros geométricos e hidráulicos dos escoamentos com consequente elevação do potencial de danos no vale.



Nº VALE

-

PÁGINA

6/105

Nº POTAMOS


REV.

1

4.0 LIMITAÇÕES TÉCNICAS DO ESTUDO

Os estudos de ruptura hipotética de barragens de rejeitos constituem uma modalidade relativamente recente e em franco desenvolvimento científico e tecnológico.

Como tal, não há, ainda, um “estado da prática” estabelecido e amplamente respeitado para a condução de trabalhos dessa natureza, sequer na comunidade técnica internacional (CDA, 2014; MARTIN et al., 2015).

Portanto, na ausência de modelos consagrados para a representação do fenômeno, algumas simplificações se fizeram necessárias, a começar pela definição do volume mobilizado pelo evento de ruptura, que não guarda qualquer relação física com as condições de contorno hidráulicas, geotécnicas e morfológicas do reservatório.

Atualmente, os poucos modelos concebidos para a definição do volume mobilizado são ainda muito insipientes, haja vista a complexa variedade de parâmetros envolvendo o estabelecimento de tensões internas nos reservatórios (método de alteamento, modo de falha, propriedades físicas dos rejeitos, histórico de disposição, segregação de materiais, condições de adensamento, volume de água no processo, dentre outros).

É importante ressaltar que, invariavelmente, o volume defluente no reservatório constitui o parâmetro de maior peso na definição do hidrograma de ruptura, devendo ser revisto sempre que estudos complementares demonstrarem a possibilidade de alteração do percentual de rejeitos mobilizados.

No item 9.4.2 desse relatório apresentam-se as premissas e justificativas correspondentes à definição do volume defluente a ser considerado na hipótese de falha da barragem.

Para além do universo de discussões acerca do modo de falha, desenvolvimento da brecha e consequente hidrograma de ruptura, há também limitações e divergências quanto à definição das condições de contorno hidrológico-hidráulicas nos cursos de água a jusante.

Não há critérios pré-definidos para o estabelecimento do regime hidrológico de base para a propagação da onda de ruptura. Martin et al. (2015) realizaram a compilação de dezenas de estudos de ruptura hipotética desenvolvidos entre os anos de 2014 e 2015 e constataram que a vazão de base aplicada nos cursos de água a jusante variou de “TR 2 anos” à “Cheia Máxima Provável”.

Essa ampla variação denota a falta de critérios e a dificuldade em se estabelecer um padrão técnico e um referencial para comparações futuras. De fato, a definição das vazões de base depende muito do julgamento de engenharia aplicado às condições de contorno hidrológicas e aos objetivos do estudo.

Por exemplo, em circunstâncias nas quais a propagação do hidrograma atingir cursos de água cuja ordem de grandeza da bacia hidrográfica exceda em algumas ordens de magnitude a área da bacia de referência da própria barragem, se poderia assumir a independência dos eventos pluviais incidentes e a dissociação da probabilidade de



Nº VALE

-

PÁGINA

7/105

Nº POTAMOS


REV.

1

ocorrência entre eles. Já para as bacias hidrográficas de pequeno porte, a premissa de independência entre os eventos pluviais não seria válida.

Além disso, o objetivo do estudo apresenta um peso importante para a definição das vazões de base. Em estudos cujo objetivo principal seja o planejamento de ações emergenciais, o cenário mais catastrófico, a inundação mais abrangente, poderia justificar a aplicação de vazões de cheias extremas nos cursos de água atingidos.

O mesmo raciocínio não se aplicaria, necessariamente, para análises de risco. Nesses casos, sugere-se aplicar condições hidrológicas não só de considerável impacto, mas também com probabilidades mais recorrentes.

Quanto à propagação do hidrograma de ruptura hipotética, destaca-se que a dinâmica dos escoamentos de rejeitos, muitas vezes classificados como escoamentos hiperconcentrados, depende do estabelecimento de parâmetros reológicos também de elevada complexidade. Como em grande parte dos estudos não é possível se definirem os parâmetros de resistência para os escoamentos hiperconcentrados, assume-se a premissa de simulação da propagação do volume de rejeitos como um volume equivalente de água.

A adoção dessa premissa resulta, frequentemente, em envoltórias de inundação mais abrangentes, quando se considera todo o trecho propagado.

O objetivo desse estudo não incorpora a análise de desempenho hidráulico de estruturas de macrodrenagem. Isso por que os estudos de ruptura hipotética limitam-se a estimar o potencial de danos em uma escala territorial mais ampla, para a qual a amplitude das vazões em trânsito ultrapassa a magnitude das vazões de projeto de canais e bueiros em núcleos urbanos.

Finalmente, ao se destacarem as principais limitações técnicas do estudo, fica evidenciada a existência de incertezas inerentes às simplificações adotadas.

Dessa forma, não obstante os esforços aplicados para a representação do fenômeno e da precisão dos modelos matemático-computacionais, recomenda-se a interpretação parcimoniosa dos resultados numéricos e o julgamento de engenharia para a quantificação do dano potencial e para o estabelecimento de diretrizes e planejamento de proteção do vale a jusante.



Nº VALE

-

PÁGINA

8/105

Nº POTAMOS


REV.

1

5.0 REGIÃO DE ABRANGÊNCIA DOS ESTUDOS

A área potencialmente inundada pelo rompimento da Barragem Sul Superior se insere na porção sudeste do estado de Minas Gerais e abrange uma extensão de 72,5 km. A referida estrutura encontra-se inserida no município de Barão de Cocais, Minas Gerais. Além de Barão de Cocais, outros 2 municípios mineiros seriam potencialmente afetados pelo perímetro de inundação hipotético da barragem Sul Inferior, Santa Bárbara e São Gonçalo do Rio Abaixo.

O critério de parada do mapeamento da inundação resultante da ruptura hipotética da barragem baseou-se na seção transversal ou trecho fluvial que apresentou diferença de profundidade entre a inundação decorrente da ruptura e aquela resultante da cheia natural igual ou inferior a 2 pés (0,60 m).

O primeiro curso de água no percurso da mancha de inundação é o rio Barão de Cocais ou São João, abrange áreas dos municípios de Barão de Cocais e Santa Bárbara. A mancha percorreria uma extensão de 24,5 km neste corpo d’agua até sua foz no rio Santa Barbara. Em relação às áreas urbanas, o rio é lindeiro a sede urbana de Barão de Cocais (próximo ao km 17). A sede urbana de Barão de Cocais se desenvolveu ao longo das duas margens do rio homônimo, de modo que nas margens do rio é perceptível a presença de uma escola (EE Coronel Cancio), um shopping center, dois campos de futebol e duas empresas de grande porte (Hipermercado Azevedo e Azevedo Construções). Destaca-se ainda nesse trecho a localidade de Socorro, que está localizada a pouco mais de 1 km da Barragem Sul Superior e conta com domicílios ao longo das duas margens do rio Barão de Cocais. Ademais, pode-se observar no final deste trecho a localidade de Barra Feliz, por sua vez, localiza-se entre as sedes urbanas de Barão de Cocais e Santa Bárbara. A maior parte das estruturas de Barra Feliz está inserida na margem direita do rio, com destaque para uma igreja e um templo evangélico.

O segundo curso de água no percurso da mancha de inundação é o rio Santa Barbara que perfaz uma extensão de 48 km de curso de água impactados. O trecho em questão é marcado por áreas antropizada, pela à sede urbana de Santa Bárbara (próximo ao km 31). A sede urbana de Santa Bárbara, por sua vez, se desenvolveu ao longo da margem direita, de modo que foram identificados um centro comercial, um campo de futebol e uma igreja (igreja Matriz) às margens do córrego. Logo após a sede urbana de Santa Bárbara encontra-se um trecho marcado pela presença de áreas urbanas e rurais com cerca de 18 km e finda na barragem da UHE Peti.

A jusante da barragem da UHE Peti ainda no rio Santa Barbara, encontra-se o município de São Gonçalo de Rio Abaixo, no km 56. Ressalta-se que a malha urbana do município de São Gonçalo do Rio Abaixo é lindeiro à calha fluvial do rio Santa Bárbara, na altura do km 60, onde se encontra a travessia da BR-381. Neste município é possível identificar um pequeno complexo industrial na área norte da sede urbana, na margem esquerda do rio.

Enfim, ressalta-se mais uma vez que a região de abrangência dos estudos incorpora apenas os trechos susceptíveis a danos potenciais estruturais diretos. Os impactos decorrentes da alteração na qualidade das águas certamente apresentarão limites que extrapolam o trecho final de simulação e devem ser tratados em outras instâncias.



Nº VALE

-

PÁGINA

9/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Apresenta-se na Figura 5.1 um diagrama topológico do sistema analisado e na Figura 5.2 uma imagem aérea da região de abrangência do trecho de simulação previamente descrito.

Figura 5.1 – Diagrama topológico do trecho de propagação da onda de ruptura hipotética.



Nº VALE

-

PÁGINA

10/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 5.2 – Extensão do trecho de simulação da propagação da onda de ruptura hipotética.



Nº VALE

-

PÁGINA

11/105

Nº POTAMOS


REV.

1

6.0 INFORMAÇÕES BÁSICAS

6.1 DOCUMENTOS DE REFERÊNCIA

Os documentos de referência utilizados como base para as definições e caracterização da Barragem Sul Superior encontram-se listados no relatório de consolidação de dados e premissas (POTVAL01G1-1-TC-RTE-0012). Os documentos mais relevantes para os estudos de ruptura hipotética são listados na sequência:

Volume1-R1.doc. Projeto Executivo - Texto Explicativo e Memória de Cálculo. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003. Inclui: Cronograma de Implantação - 1ª Etapa (dwg), Cronograma de Implantação - 2ª Etapa (dwg), Figuras – Análise de Estabilidade (doc), Figuras – Análise de Percolação (doc) e Planilha de Quantidades e Preços (xls).

Volume2.doc. Projeto Executivo - Desenhos do Projeto Executivo - Parte 1. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.

Volume3.doc. Projeto Executivo - Desenhos do Projeto Executivo - Parte 2. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.

Volume4.doc. Projeto Executivo - Desenhos do Projeto Executivo - Parte 3. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003. Inclui: BARSUP-050 a BARSUP-076 (dwg).

BARSUP-014.dwg. Mina Gongo Soco – Barragem Sul Superior – Extravasor Operacional – Planta e Perfil. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.

BARSUP-015.dwg. Mina Gongo Soco – Barragem Sul Superior - Extravasor Operacional–Seções Escavação fl.1/2. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.

BARSUP-016.dwg. Mina Gongo Soco – Barragem Sul Superior - Extravasor Operacional–Seções Escavação fl.2/2. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.

BARSUP-017.dwg. Mina Gongo Soco – Barragem Sul Superior - Extravasor Operacional-Seções Construtivas fl.1/2. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.

BARSUP-018.dwg. Mina Gongo Soco – Barragem Sul Superior - Extravasor Operacional-Seções Construtivas fl.2/2. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.

BARSUP-019.dwg. Mina Gongo Soco – Barragem Sul Superior - Extravasor Operacional-Detalhes Gerais fl.2/2. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.

BARSUP-047.dwg. Mina Gongo Soco – Barragem Sul Superior - Extravasor de Abandono – Arranjo Geral. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.

BARSUP-048.dwg. Mina Gongo Soco – Barragem Sul Superior - Extravasor de Abandono – Planta e Perfil – Trecho 1. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.



Nº VALE

-

PÁGINA

12/105

Nº POTAMOS


REV.

1

BARSUP-049.dwg. Mina Gongo Soco – Barragem Sul Superior - Extravasor de Abandono – Seções Trecho 1. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.



BARSUP-052.dwg. Mina Gongo Soco – Barragem Sul Superior - Extravasor de Abandono – Planta – Trecho 4. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.

BARSUP-053.dwg. Mina Gongo Soco – Barragem Sul Superior - Extravasor de Abandono – Perfil – Trecho 4. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.

BARSUP-054.dwg. Mina Gongo Soco – Barragem Sul Superior - Extravasor de Abandono – Transição – Trecho 4. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.

BARSUP-055.dwg. Mina Gongo Soco – Barragem Sul Superior - Extravasor de Abandono – Seções e Detalhes – fl.1/4. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.




BARSUP-062.dwg. Mina Gongo Soco – Barragem Sul Superior - Extravasor Operacional – Forma. Elaborado pela RDIZ, Revisão 1, 10/2003.

6.2 TOPOGRAFIA E IMAGEAMENTO DO VALE A JUSANTE

As informações básicas referentes à topografia e imageamento utilizadas no estudo foram fornecidas pela VALE em arquivos digitais tal como apresentado na Tabela 6.1.

Tabela 6.1 – Arquivos de referência para reconstituição da topografia e para o imageamento da área estudada.

Nome do arquivo fornecido Formato Ano

minasgerais_gongosoco_curvanivel_ln_clip_recorte_Barao1_Gongo_Soco_1_gen Shapefile 2016

Barao1_Gongo_Soco_1_Curva_Nivel_1m Shapefile 2015

Barao1_Gongo_Soco_2_Curva_Nivel_1m Shapefile 2015

minasgerais_brucutu_curvanivel_ln_clip_recorte_Sta_Barbara1_Brucutu_1_gen Shapefile 2016

Sta_Barbara1_Brucutu1_gen_clip Shapefile 2015

Sta_Barbara1_Gongo_Soco_1_Curva_de_Nivel_1m_gen Shapefile 2015

Sta_Barbara1_Gongo_Soco_2_Curva_de_Nivel_1m_gen Shapefile 2015



Nº VALE

-

PÁGINA

13/105

Nº POTAMOS


REV.

1


minasgerais_sao_goncalo_curvanivel_ln_clip_recorte_Sta_Barbara2_Brucutu_1_gen Shapefile 2015

Sta_Barbara2_Brucutu_1_Curva_de_Nivel_1m_gen Shapefile 2016

2015_worldview_qfer1030.TIF Imagem 2015





























2016_ortofoto_preliminar10206.TIF Imagem 2016













Nº VALE

-

PÁGINA

14/105

Nº POTAMOS


REV.

1
















Para esse trabalho a VALE também disponibilizou um levantamento de seções topobatimétricas que foram utilizadas como referência para o rebaixamento do perfil longitudinal e para a restituição estimada da geometria da calha fluvial.

Apresenta-se na Figura 6.1 um mosaico com a composição das bases topográficas utilizadas para a construção do modelo digital do terreno e o posicionamento das seções topobatimétricas utilizadas para a reconstituição da calha fluvial.



Nº VALE

-

PÁGINA

15/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 6.1 – Mosaico das bases topográficas utilizadas nos estudos.



Nº VALE

-

PÁGINA

16/105

Nº POTAMOS


REV.

1

6.3 REGISTROS HIDROMETEOROLÓGICOS

Os estudos hidrológicos desenvolvidos no âmbito do projeto GRG para análise da Barragem Sul Inferior consideraram a Precipitação Máxima Provável (PMP), apresentada por Pinheiro (2011) na publicação “Diretrizes para Elaboração de Estudos Hidrológicos e Dimensionamentos Hidráulicos em Obras de Mineração”. Na Tabela 6.2 apresenta-se a referida relação.

Tabela 6.2 – Relação precipitação-duração-frequência – Gongo Soco

Duração

Precipitação (mm)

Tempo de retorno (anos)

(PMP)

15 min 72,7

20 min 84,6

30 min 102

1 hora 130

2 horas 177

3 horas 205

4 horas 224

6 horas 251

8 horas 271

10 horas 286

12 horas 298

18 horas 326

24 horas 345

2 dias 389

3 dias 452

5 dias 579

7 dias 784

10 dias 871

15 dias 990

20 dias 1213

30 dias 1397

Para determinação das vazões de cheias nas seções fluviais localizadas a jusante da barragem, realizaram-se análises de frequência locais e regionais a partir dos máximos anuais de vazões médias diárias registradas em estações fluviométricas localizadas na região de abrangência do estudo.

Os valores de áreas de drenagem utilizados nos estudos de regionalização de vazões foram revisados utilizando as bases cartográficas ottocodificadas disponibilizadas no site do IGAM (Instituto Mineiro de Gestão das Águas). As coordenadas geográficas das estações fluviométricas foram revisadas utilizando as informações apresentadas em suas respectivas



Nº VALE

-

PÁGINA

17/105

Nº POTAMOS


REV.

1

fichas descritivas, disponibilizada no site da ANA (Agência Nacional de Águas). Na Tabela 6.3 indicam-se as estações selecionadas, enquanto na Figura 6.2 apresentam-se suas localizações na bacia do rio Doce.

Tabela 6.3 – Estações fluviométricas utilizadas nos estudos.

ID Código Nome Rio Município Latitude Longitude Área de

drenagem (km²)

Disponibilidade dos dados de

vazão

1 56110005 Ponte Nova

Jusante Rio Piranga Ponte Nova 20°23'02'' 42°54'10'' 6216 05/74 a 10/16

2 56148000 Furquim Ribeirão do

Carmo Mariana 20°21'32''* 43°12'04''* 308 09/34 a 02/72

3 56240000 Fazenda Paraíso

Rio Gualaxo do Sul

Mariana 20°23'25'' 43°10'55'' 853 06/30 a 07/16

4

56335000 Acaiaca Ribeirão do

Carmo Acaiaca 20°21'41''* 43°08'22''* 1332 11/40 a 12/75

56335001 Acaiaca Jusante

Rio do Carmo Acaiaca 20°21'41'' 43°08'22'' 1332 07/75 a 07/15

5 56337000 Fazenda Ocidente

Rio Gualaxo do Norte

Barra Longa 20°16'02'' 43°06'03'' 539 06/38 a 06/15

6 56415000 Rio Casca Rio Casca Rio Casca 20°13'34'' 42°39'00'' 2035 07/30 a 03/16

7 56425000 Fazenda

Cachoeira D'antas

Rio Doce São José do

Goiabal 19°59'40'' 42°40'28'' 10067 11/81 a 03/16

8 56430000 Ponte do

Peres Rio Doce

São José do Goiabal

19°54'00'' 42°35'00'' 12811 07/68 a 02/78

9 56539000 Cachoeira dos

Óculos Montante

Rio Doce Córrego Novo 19°46'37'' 42°28'35'' 15854 10/74 a 12/16

10 56590000 Fazenda Alegria

Rio Piracicaba Mariana 20°10'37''* 43°29'51''* 40 11/71 a 04/77

11 56610000 Rio Piracicaba Rio Piracicaba Rio Piracicaba 19°55'54'' 43°10'23'' 1160 12/25 a 06/15

12 56631000 Conceição do

Rio Acima Rio

Conceição Santa Bárbara 20°04'34''* 43°34'57''* 194 01/38 a 12/57

13 56640000 Carrapato (Brumal)

Rib. Santa Bárbara

Santa Bárbara 19°58'24''* 43°27'21''* 425 07/54 a 03/16

14

56659998 Nova Era IV Rio Piracicaba Nova Era 19°46'00''* 43°01'34''* 3063 04/89 a 12/16

56659999 Nova Era - Montante

Rio Piracicaba Nova Era 19°46'00''* 43°01'34''* 3063 10/74 a 01/80

56660000 Nova Era Rio Piracicaba Nova Era 19°46'00''* 43°01'34''* 3063 01/38 a 12/72

56661000 Nova Era

Telemétrica Rio Piracicaba Nova Era 19°46'00'' 43°01'34'' 3063 11/14 a 07/16

15 56681000 Antônio Dias Rio Piracicaba Rio Piracicaba 19°39'00'' 42°52'00'' 4255 12/25 a 04/51

16 56690000 Ana Matos Rio Piracicaba Coronel

Fabriciano 19°36'38"* 42°46'16"* 4816 09/52 a 12/64

17

56695000 Acesita Rio Piracicaba Coronel

Fabriciano 19°31'29''* 42°38'27''* 5291 09/74 a 03/85

56696000 Mario de Carvalho

Rio Piracicaba Coronel

Fabriciano 19°31'29'' 42°38'27'' 5291 09/86 a 12/16

18

56719998 Belo Oriente Rio Doce Belo Oriente 19°19'47'' 42°22'34'' 24204 10/86 a 12/16

56720000 Cachoeira

Escura Rio Doce Belo Oriente 19°19'47''* 42°22'34''* 24204 08/39 a 09/86

19 56750000 Conceição do Mato Dentro

Rio Santo Antônio

Conceição do Mato Dentro

19°01'01''* 43°26'52''* 302 06/46 a 01/16

20 56775000 Ferros Rio Santo Antônio

Ferros 19°13'56'' 43°01'12'' 4081 09/40 a 11/15



Nº VALE

-

PÁGINA

18/105

Nº POTAMOS


REV.

1

ID Código Nome Rio Município Latitude Longitude Área de

drenagem (km²)

Disponibilidade dos dados de

vazão

21 56787000 Fazenda Barraca

Rio Do Tanque

Ferros 19°19'55'' 43°04'13'' 1252 10/65 a 02/16

22 56800000 Senhora do

Porto Rio Guanhães

Senhora do Porto

18°53'41'' 43°04'57'' 1520 06/45 a 01/16

23 56810000 UHE Salto

Grande Montante

Rio Guanhães Dores de

Guanhães 19°04'41'' 42°52'34'' 2195 04/63 a 12/07

24 56825000 Naque Velho Rio Santo Antônio

Açucena 19°11'17'' 42°25'22'' 10183 10/74 a 12/16

25 56846000 Porto Santa

Rita Rio Corrente

Grande São Geraldo da Piedade

18°57'06'' 42°21'33'' 1967 09/75 a 05/15

26 56850000 Governador Valadares

Rio Doce Governador Valadares

18°52'59'' 41°57'03'' 40524 06/69 a 10/16

27

56891900 Vila Matias Montante

Rio Suaçuí Grande

Mathias Lobato

18°34'29'' 41°55'04'' 9752 12/74 a 07/16

56892000 Vila Matias Rio Suaçuí

Grande Mathias Lobato

18°34'21'' 41°54'51'' 9752 08/38 a 07/75

28 56920000 Tumiritinga Rio Doce Galiléia 18°58'16'' 41°38'30'' 55076 07/72 a 12/16

29

56940000 Barra do Cuieté

Rio Cuité Conselheiro

Pena 19°03'43''* 41°32'00''* 3231 08/38 a 11/75

56940002 Barra do Cuieté

Jusante Rio Cuité

Conselheiro Pena

19°03'43'' 41°32'00'' 3231 11/75 a 02/16

30 56941000 Barra do Cuieté

Rio Doce Conselheiro

Pena 19°04'35''* 41°31'26''* 59486 01/72 a 12/79

31

56948000 Resplendor Rio Doce Resplendor 19°19'00'' 41°15'00'' 61237 01/38 a 12/82

56948005 Resplendor -

Jusante Rio Doce Resplendor 19°20'35'' 41°14'46'' 61237 05/84 a 11/04

*Coordenadas geográficas revisadas pela ficha descritiva da estação fluviométrica.



Nº VALE

-

PÁGINA

19/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 6.2 – Localização das estações fluviométricas utilizadas em relação à área de estudo.



Nº VALE

-

PÁGINA

20/105

Nº POTAMOS


REV.

1

7.0 DESCRIÇÃO DO SISTEMA DECONTENÇÃO DE REJEITOS E SEDIMENTOS

7.1 ARRANJO GERAL

Este item apresenta uma descrição sucinta da barragem, com sua localização, arranjo geral, seção típica, entre outros, maiores detalhes podem ser observados no Relatório de Consolidação de Dados e Premissas da Barragem Sul Superior (POTVAL01G1-1-TC-RTE-0011).

A Barragem Sul Superior está localizada em torno das coordenadas UTM 646.814 E / 7.790.205 N e tem como finalidade a contenção de rejeitos e de sedimentos. A Figura 7.1 mostra uma visão geral da barragem e seu reservatório.

Figura 7.1 – Barragem Sul Superior. Fonte: Vale (2016).

A barragem foi construída em um número incerto de etapas, possuindo-se registros apenas daquelas realizadas após 2001:

Etapas anteriores a 2001: Barragem de propriedade da SOCOIMEX. Número incerto de alteamentos, sobre os quais não se sabe se foi realizado projeto ou controle tecnológico. A data de início da obra também é incerta.



Nº VALE

-

PÁGINA

21/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Etapas 1 a 4 – Projeto realizado pela GEOCONSULTORIA (2001) prevendo quatro alteamentos para montante, com coroamento da crista nas elevações 930, 934, 938 e 942 m. Execução realizada entre 2001 e 2003.

Etapas 5 a 8 – Projeto realizado pela RDIZ (2003) prevendo quatro alteamentos para montante, com coroamento da crista nas elevações 945, 950, 955 e 960 m. Execução dos três primeiros alteamento até 2008 e do quarto entre 2011 e 2012.

Depois de concluídas estas etapas, a barragem assumiu a seção transversal indicada em planta na Figura 7.2 e apresentada na Figura 7.3.

Figura 7.2 – Planta geral da Barragem Sul Superior, configuração atual.



Nº VALE

-

PÁGINA

22/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 7.3 – Seção transversal de maior altura da Barragem Sul Superior, configuração atual.



Nº VALE

-

PÁGINA

23/105

Nº POTAMOS


REV.

1

A altura máxima atual é de 80,0 m, com crista de 10,0 m de largura e 320 m de comprimento. Os taludes de montante apresentam inclinação variando entre 1,0V:1,5H e 1,0V:2,5H, sendo protegido por enrocamento na região próxima à crista. O talude de jusante possui nove bermas e inclinação variando entre 1,0V:2,5H e 1,0V:3,0H, sendo protegido por grama.

Não se tem informações do sistema de drenagem interna abaixo da seção da EI. 930,00 m (região do maciço construída antes de 2001), sabendo-se apenas da existência de uma linha de dreno horizontal profundo (DHP) na EI. 886,00 m e dos drenos de alívio no pé da barragem. Na EI. 930,00 m há um tapete drenante de brita envolvida em geotêxtil com 1 metro de espessura. Entre a EI. 944,00 m e a EI. 963,00 m existe um filtro vertical de areia com 80 cm de espessura conectado a um tapete drenante sanduíche na EI. 944,00 m

O sistema extravasor operacional da Barragem Sul Superior é constituído por tomada d'água em torre de queda retangular (vertedor poço-galeria) e um pequeno segmento de galeria em bloco retangular conectada a uma tubulação em Armco, implantada na escavação em terreno natural da ombreira direita, passando sob o maciço dos diques de alteamento. O sistema segue por um canal de transição trapezoidal, um canal retangular de concreto com descida em degraus e uma bacia de dissipação.

7.2 CURVA COTA-VOLUME DO RESERVATÓRIO

Para a estimativa dos volumes armazenados na Barragem Sul Superior, a VALE forneceu informações da topografia primitiva e da topografia referente à ocupação atual do reservatório.

Com esses dados a POTAMOS realizou um trabalho de compatibilização e mosaico das bases topográficas distintas de modo a permitir a reconstituição da morfologia do vale na região do reservatório.

Apresentam-se na Figura 7.4 as curvas cota-volume utilizadas nos estudos, seguidas por croqui representativo da distribuição de volumes no reservatório da barragem.

Ressalta-se que a curva de volume de rejeitos mobilizados foi estimada aplicando-se um percentual de 35% sobre o volume de rejeitos total, tal como declarado nas premissas do item 9.4.2, (premissa para os cenários C e D). Salienta-se que foi considerado 100% do volume maciço mobilizado nos cenários de ruptura.

As informações representadas na Figura 7.4 podem ser verificadas numericamente em uma única tabela de referência (vide curvas cota-volume na Tabela 7.1).



Nº VALE

-

PÁGINA

24/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 7.4 – Curva Cota-Volume do reservatório e croqui representativo (sem escala) da distribuição de volumes e elevações notáveis no reservatório da Barragem Sul Superior.

870

880

890

900

910

920

930

940

950

960

970

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0

Ele

va

çã

o (

m)

Volume (Mm³)

Volume total

Rejeitos/Sedimentos

Rejeitos Mobilizados - Cenário C

Rejeitos Mobilizados - Cenário D

Água livre potencial

Crista (El. 962,40 m)

NA máx. normal (El. 954,90 m)

Fundo da brecha (El. 883,70 m)

NA máx. maximorum (El. 956,14 m)

Volume Livre (1,21 Mm³)

Volume de Espera (0,06 Mm³)

Volume do Lago (0,00 Mm³)

Sólidos Mobilizados (1,01 Mm³)Sólidos

Remanescentes (1,87 Mm³)




Volume do maciço (3,89 Mm³)



Nº VALE

-

PÁGINA

25/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Tabela 7.1 – Curva Cota-Volume aplicada aos estudos de ruptura hipotética da Barragem Sul Superior.

Cota (m) Capacidade de

armazenamento (m³)

Rejeitos armazenados

(m³)

Rejeitos mobilizados

(m³) Lago (m³)

Trânsito de cheias (m³)

923,00 0 0 0

924,00 6.629 6.629 2.320

925,00 21.149 21.149 7.402

926,00 41.103 41.103 14.386

927,00 64.164 64.164 22.458

928,00 90.514 90.514 31.680

929,00 120.244 120.244 42.085

930,00 153.478 153.478 53.717

931,00 190.664 190.664 66.732

932,00 232.150 232.150 81.252

933,00 278.136 278.136 97.347

934,00 328.811 328.811 115.084

935,00 384.417 384.417 134.546

936,00 445.297 445.297 155.854

937,00 510.954 510.954 178.834

938,00 581.462 581.462 203.512

939,00 656.954 656.954 229.934

940,00 737.685 737.685 258.190

941,00 824.199 824.199 288.470

942,00 915.572 915.572 320.450

943,00 1.011.757 1.011.757 354.115

944,00 1.112.811 1.112.811 389.484

945,00 1.218.890 1.218.890 426.611

946,00 1.330.926 1.330.926 465.824

947,00 1.449.092 1.449.092 507.182

948,00 1.573.532 1.573.532 550.736

949,00 1.704.384 1.704.384 596.534

950,00 1.841.911 1.841.911 644.669

951,00 1.986.020 1.986.020 695.107

952,00 2.135.764 2.135.764 747.517

953,00 2.291.153 2.291.153 801.904

954,00 2.452.207 2.452.207 858.272

955,00 2.618.936 2.618.936 916.628 0 0

956,00 2.796.594 2.750.912 962.819 45.681 45.681

957,00 2.987.217 2.827.224 989.528 159.993 159.993

958,00 3.185.862 2.861.672 1.001.585 324.191 324.191

959,00 3.393.793 2.873.408 1.005.693 520.385 520.385

960,00 3.608.538 2.876.219 1.006.677 732.319 732.319



Nº VALE

-

PÁGINA

26/105

Nº POTAMOS


REV.

1


armazenamento (m³)


(m³)


(m³) Lago (m³)


961,00 3.829.684 2.877.276 1.007.047 952.408 952.408

962,00 4.056.974 2.877.825 1.007.239 1.179.149 1.179.149

962,40 4.149.835 2.877.962 1.007.287 1.271.873 1.271.873

7.3 CURVA COTA-DESCARGA DO SISTEMA EXTRAVASOR

De acordo com a Auditoria Extraordinária de Segurança da Barragem Sul Superior, estudo realizado pela GEOCONSULTORIA e com o “Relatório do Estudo de Ruptura Hipotética (Dam Break)”, elaborado pela PIMENTA DE ÁVILA CONSULTORIA, em 2013, o sistema extravasor operacional da Barragem Sul Superior é constituído por tomada d'água em torre de queda retangular (vertedor poço-galeria), e um pequeno segmento de galeria em bloco retangular conectada a uma tubulação em Armco, implantada na escavação em terreno natural da ombreira direita, e passando sob o maciço dos diques de alteamento. O sistema segue por um canal de transição trapezoidal, um canal retangular em canal de concreto, com descida em degraus e uma bacia de dissipação. Maiores detalhes sobre as estruturas constituintes do sistema extravasor operacional da Barragem Sul Superior podem ser vistos na Figura 7.5 e Figura 7.6 a seguir.

Figura 7.5 – Planta e perfil da tomada d’água, galeria Armco e canal de transição trapezoidal do Projeto Executivo do Vertedor da Barragem Sul Superior.



Nº VALE

-

PÁGINA

27/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 7.6 – Planta e Perfil do canal retangular em degraus e bacia de dissipação do Projeto

Executivo do Vertedor da Barragem Sul Superior.

Na torre de queda a entrada de água é feita por uma de suas faces como sistema estrutural em quadro fechado com tomadas de água e comportas tipo “stop logs”, onde existe uma viga que separa dois emboques, cujas dimensões são de 1,25 m de largura, 1,50 m de altura e 2,00 m de vão. A entrada do poço de queda funciona como um vertedor retangular de soleira delgada pelo qual a água verte e cai no poço de queda. A soleira da primeira comporta da torre de queda foi posicionada na EL 940,50. Na última comporta, a soleira foi fixada na El. 958,00, não havendo elementos estruturais para a fixação dos “stop logs” de fechamento, para evitar que a borda seja comprometida pelo avanço do rejeito no reservatório. Maiores detalhes podem ser visto na Figura 7.7 e Figura 7.8 a seguir.



Nº VALE

-

PÁGINA

28/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 7.7 – Detalhe da tomada d’água do Vertedor da Barragem Sul Superior.



Nº VALE

-

PÁGINA

29/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 7.8 – Torre Tomada d’água do Extravasor operacional, Abril 2015.

A torre vertical está conectada a uma tubulação circular através de bloco de concreto, vinculado a uma junta elástica de vedação tipo FUNGENBAND, para absorver prováveis recalques diferenciais entre a torre e o tubo galeria Armco. O tubo metálico Armco MP152 Circular tem diâmetro de 2,15m e chapa corrugada com 4,7 mm de espessura, com extensão de 224,40 m, declividade de 0,5% e fundo na El. 940,31. Maiores detalhes podem ser vistos na Figura 7.9.

Figura 7.9 – Croquis esquemáticos do extravasor tipo poço – galeria da Barragem Sul Superior.



Nº VALE

-

PÁGINA

30/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Para regularizar e dirigir o fluxo para o extravasor de abandono foi concebido na saída do tubo galeria Armco um trecho de transição em canal trapezoidal armado em concreto, para conduzir e descarregar as vazões efluentes. Maiores detalhes do canal trapezoidal podem ser vistos na Figura 7.10 e Figura 7.11. O Canal trapezoidal está conectado a um canal retangular de concreto em degraus com dimensões 4,00 x 2,50 x 420,00, implantado em terreno natural na ombreira direita, parte constituinte do sistema do extravasor de abandono (Figura 7.10).

Figura 7.10 – Planta do Trecho do Canal de Transição Trapezoidal.



Nº VALE

-

PÁGINA

31/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 7.11 – Seção transversal do Trecho do Canal de Transição Trapezoidal.

Segundo a VALE todo o projeto executivo da Barragem Sul Superior foi elaborado em uma base topográfica 2,40 m abaixo dos levantamentos topográficos atuais (utilizados para construir as curvas cota x área x volume). Dessa forma, considerou-se um incremento em 2,40 m em todas as elevações do sistema extravasor.

Já considerando a topografia atual, a soleira vertente do sistema extravasor está na El. 954,90 e a crista da barragem na El. 962,40. A situação atual da torre de queda pode ser vista na Figura 7.12.

Figura 7.12 – Vista geral da situação atual da Torre de Queda – Extravasor da Barragem Sul Superior.

Soleira atual



Nº VALE

-

PÁGINA

32/105

Nº POTAMOS


REV.

1

O sistema extravasor (torres + tubo armico) da barragem Sul Superior foi objeto de modelagem computacional com objetivo de obter a curva de descarga.

Foram adotadas as seguintes premissas na construção do modelo computacional:

Tamanho da malha: 0,25 m x 0,25 m;

Modelo de turbulência: 𝜅 − 𝜀 RNG;

Gravidade: 9,81 m/s²;

Características do fluído: água 20 °C;

Condição de contorno de montante: reservatório;

Condição de contorno de jusante: curva de descarga do canal de transição (trapezoidal)

O emboque do modelo está presentado na Figura 7.13

Figura 7.13 – Modelo computacional do vertedor Sul Superior (vista emboque).

Os resultados do modelo computacional estão apresentados na Tabela 7.2 e Figura 7.14.

Emboque das Torres



Nº VALE

-

PÁGINA

33/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Tabela 7.2 – Curva de descarga para o cenário atual (resultados modelo computacional) – Barragem Sul Superior.

Vazão (m³/s)

Elevação Modelo Computacional

(m)

0,0 954,9

5,0 956,0

10,0 956,5

15,0 957,1

20,0 957,6

25,0 960,5

Figura 7.14 – Curva de descarga para o cenário atual (resultados modelo computacional) – Barragem Sul Superior.



Nº VALE

-

PÁGINA

34/105

Nº POTAMOS


REV.

1

8.0 BARRAGENS A JUSANTE

8.1 BARRAGEM SUL INFERIOR

A Barragem Sul Inferior será incorporada ao modelo, dada sua importância e o volume total armazenado no reservatório de cerca de 0,5 Mm³, com referência no NA normal da estrutura. Admitiu-se como premissa o rompimento em cascata da Barragem Sul Inferior.

A Barragem Sul Inferior está localizada em torno das coordenadas UTM 646.408 E / 7.790.594 N e tem como finalidade a contenção de rejeitos e de sedimentos. A Figura 7.1 mostra uma visão geral da barragem e seu reservatório.

Figura 8.1 – Barragem Sul Inferior. Fonte: Vale (2011).

A barragem foi construída em um número incerto de etapas, só possuindo-se registros daquelas realizadas após 2001:

Etapas anteriores a 2001, com número incerto de alteamentos, sobre os quais não se sabe se foi realizado projeto ou controle tecnológico. A data de início da obra também é incerta.



Nº VALE

-

PÁGINA

35/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Etapa de reforço do talude de jusante, mantendo-se o coroamento da crista da barragem na cota El. 881,00 m. O projeto foi elaborado pela RDIZ em 2003.

Após concluídas estas tapas, a barragem assumiu a seção transversal indicada em planta na Figura 7.2 e apresentada na Figura 7.3.

Figura 8.2 – Planta geral da Barragem Sul Inferior, configuração atual.



Nº VALE

-

PÁGINA

36/105

Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 8.3 – Seção transversal de maior altura da Barragem Sul Inferior. Projeto de reforço do talude de jusante.



Nº VALE

-

PÁGINA

37/105 Nº POTAMOS


REV.

1

A altura máxima atual é de 35,0 m, com crista de 5,8 m de largura e 200 m de comprimento. Os taludes de montante apresentam inclinação 1,0V:1,2H, sendo protegido por enrocamento na região próxima à crista. O talude de jusante possui 3 bermas e inclinação variando entre 1,0V:1,5H e 1,0V:2,0H, sendo protegido por grama.

O sistema de drenagem interna é composto por um filtro inclinado de um metro de espessura em areia lavada localizado entre o antigo espaldar de montante e o reforço, além de um tapete drenante sanduíche. Este último é composto por uma camada de areia média lavada envelopada por brita 1 e 2. Na saída do tapete, foi construído um dreno de pé composto por sucessivas camadas de areia média lavada, brita 1 e 2 e enrocamento. Não se tem informações sobre a existência de um sistema de drenagem interna no maciço inicial da barragem.

Apresenta-se na Figura 8.4 e Tabela 8.1 a curva cota-volume aplicada aos estudos de ruptura hipotética da Barragem Sul Inferior.

Como premissa para os estudos de ruptura admitiu-se que todo o volume do maciço da Barragem Sul Inferior será mobilizado, igual a 0,1 Mm³.



Nº VALE

-

PÁGINA

38/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 8.4 – Curva Cota-Volume do reservatório da Barragem Sul Inferior.

Volume Livre (0,17 Mm³)

Volume de Espera (0,05 Mm³)

Volume do Lago (0,08 Mm³)

Sólidos Mobilizados (0,26 Mm³)

Sólidos Remanescentes

(0,26 Mm³)




855

860

865

870

875

880

885

890

0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2

Ele

va

çã

o (

m)

Volume (Mm³)

Volume total

Rejeitos/Sedimentos

Rejeitos Mobilizados - Cenário C

Rejeitos Mobilizados - Cenário D

Água livre potencial



Fundo da brecha (El. 856,90 m)




Nº VALE

-

PÁGINA

39/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Tabela 8.1 – Curva Cota-Volume aplicada aos estudos de ruptura hipotética da Barragem Sul Inferior.


armazenamento (m³)


(m³)


(m³) Lago (m³)


857,00 0 0 0

858,00 91 91 0,02

859,00 735 735 45,6

860,00 2.828 2.828 368

861,00 6.739 6.739 1.414

862,00 11.781 11.781 3.370

863,00 18.199 18.199 5.891

864,00 26.242 26.242 9.099

865,00 36.270 36.270 13.121

866,00 48.621 48.621 18.135

867,00 63.226 63.226 24.311

868,00 80.539 80.539 31.613

869,00 101.021 101.021 40.269

870,00 125.122 125.122 50.510

871,00 152.723 152.723 62.561

872,00 183.550 183.550 76.362

873,00 217.832 217.832 91.775

874,00 255.793 255.793 108.916

875,00 297.667 297.667 127.896

875,10 302.130 302.130 148.833 0

876,00 343.757 339.576 151.065 4.182

877,00 393.131 375.434 169.788 17.698

878,00 445.899 409.667 187.717 36.231

879,00 502.155 443.185 204.834 58.970

879,70 543.679 466.316 221.592 77.363 0

880,00 562.291 475.439 233.158 86.852 9.489

881,00 626.266 490.568 237.719 135.697 58.334

882,00 693.602 500.435 245.284 193.167 115.804

883,00 764.615 510.637 250.218 253.978 176.615

883,70 816.521 517.985 255.318 298.536 221.173

8.2 BARRAGEM PETI Segundo a Publicação “Usinas da Cemig 1952-2005”, Centro da Memória da Eletricidade no Brasil (2006), o aproveitamento de Peti contém uma barragem de concreto armado em arco com 85 m de comprimento na crista e 46 m de altura máxima. O vertedouro conta com seis comportas verticais de 6 m de largura por 5 m de altura. Segundo Balbi (2008) a soleira do vertedor está posicionada na El. 707,00 m e crista da barragem na El. 714,00 m (vide Figura 8.5).



Nº VALE

-

PÁGINA

40/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 8.5 – Barragem Peti – vista de jusante para os vertedores - adaptado de Balbi (2008).

Com base nas informações apresentadas anteriormente foi construída a curva de descarga para o vertedor de usina Peti, considerando as comportas totalmente abertas, assumindo-se um coeficiente de descarga de 1,6 (m/s²), Figura 8.6.



Nº VALE

-

PÁGINA

41/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 8.6 – Curva de descarga dos vertedores de Usina Peti, comportas abertas.

Adotou-se como hipótese para os cenários de ruptura que o reservatório da Barragem Usina Peti irá operar no nível de água máximo normal (El. 712,12 m) durante a passagem dos tempos de retorno de 2 e 100 anos. Durante a passagem do hidrograma, proveniente da ruptura hipotética da Barragem Sul Superior, as comportas serão totalmente abertas até o nível de água retornar a condição normal.

9.0 METODOLOGIA, PREMISSAS E CRITÉRIOS

9.1 SÍNTESE METODOLÓGICA

Os estudos de ruptura hipotética iniciaram-se com a avaliação dos dados e informações gerais disponíveis para o desenvolvimento dos trabalhos, a partir da qual foram discutidas e instituídas, juntamente com a equipe técnica da VALE, premissas e metodologias aplicáveis de acordo com as características da barragem e condições de contorno e escopo analisadas.

Após etapa de consolidação de dados e informações gerais, procedeu-se desenvolvimento dos estudos de ruptura hipotética, respeitando-se três principais etapas: (i) definição do hidrograma de ruptura; (ii) propagação da onda de cheia, e (iii) mapeamento da inundação.

Apresenta-se na Figura 9.1 um diagrama que sintetiza esse processo com destaque para algumas atividades.

706

707

708

709

710

711

712

713

714

715

0 200 400 600 800 1000 1200

Nív

el d

e á

gua

(m)

Vazão (m³s)



Nº VALE

-

PÁGINA

42/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 9.1 – Principais etapas de desenvolvimento dos estudos de ruptura hipotética.

9.2 CENÁRIOS DE SIMULAÇÃO

Na análise de um evento de ruptura hipotética de barragem usualmente são estabelecidos cenários de simulação, os quais fornecem subsídios para análises de potenciais danos e consequências nos vales a jusante. Nesse sentido, é usual a avaliação das condições de escoamento fluvial antes e após uma eventual ruptura e em condições hidrológicas distintas.

Em comum acordo com a equipe técnica da VALE, foram realizadas simulações de propagação de cheias nos vales a jusante em quatro cenários distintos, discriminados da seguinte forma:

CENÁRIOS DE SIMULAÇÃO SEM RUPTURA DA BARRAGEM

o CENÁRIO A – Estimativa da inundação referente à cheia natural ordinária

Considerou-se como cheia natural ordinária de referência a cheia associada ao

Tempo de Retorno (TR) de 2 anos, simulada admitindo-se condições de

regime permanente ao longo do trecho de propagação do hidrograma de

ruptura da barragem. A adoção da cheia TR 2 anos como referência decorre

da acepção de que a vazão em trânsito corresponde aproximadamente ao

DEFINIÇÃO DO HIDROGRAMA DE RUPTURA

•Definição das hipóteses de ruptura

•Desenvolvimento do modelo de evolução da brecha

•Modelagem matemático-computacional e seleção do hidrograma

PROPAGAÇÃO DA ONDA DE

CHEIA

•Caracterização hidrológica dos cursos de água

•Construção do modelo geomorfológico do vale (MDT)

•Desenvolvimento da modelagem hidráulica computacional

MAPEAMENTO DA INUNDAÇÃO

POTENCIAL

•Pós-processamento da modelagem computacional

•Mapeamento dos parâmetros da inundação potencial



Nº VALE

-

PÁGINA

43/105 Nº POTAMOS


REV.

1

débito de margens plenas, ou seja, não se iniciou ainda um processo de

inundação e consequente evacuação de áreas inundáveis. Nesse sentido, em

termos hidrológicos, corresponde a um cenário de vazão máxima a partir do

qual incrementos de nível de água e eventuais inundações no vale seriam

atribuídos somente à ruptura da barragem.

Objetiva-se com a simulação desse cenário o entendimento acerca da

dinâmica de escoamento de cheias naturais nos vales a jusante da barragem,

sem a influência de quaisquer rompimentos de barragens e em condições

hidrológicas recorrentes.

o CENÁRIO B – Estimativa da inundação referente à cheia natural severa

Considerou-se como cheia natural severa de referência a cheia associada ao

Tempo de Retorno (TR) de 100 anos, simulada admitindo-se condições de

regime permanente ao longo do trecho de propagação do hidrograma de

ruptura da barragem. A adoção da cheia TR 100 anos como referência decorre

da acepção de que a vazão em trânsito corresponde àquela que extrapola a

calha principal dos cursos de água e atinge as planícies de inundação, ou seja,

já se encontra configurado um evento de inundação, com consequente

evacuação da população e danos às benfeitorias dentro das áreas inundáveis.

Nesse sentido, em termos hidrológicos, corresponde a um cenário de vazão

máxima em períodos de enchentes, ou em dias chuvosos, a partir da qual

incrementos de nível de água decorrentes de um evento de ruptura de

barragem resultariam em uma envoltória máxima de inundação, num cenário

mais crítico, ou catastrófico.

Objetiva-se com a simulação desse cenário o entendimento acerca da

dinâmica de escoamento de cheias naturais nos vales a jusante da barragem,

sem a influência de quaisquer rompimentos de barragens e em condições

hidrológicas severas.

CENÁRIOS DE SIMULAÇÃO COM RUPTURA DA BARRAGEM

o CENÁRIO C – Ruptura da barragem em dia seco (sunny day)

Nesse cenário a ruptura é simulada em um dia seco. Portanto, não ocorre

cheia afluente e precipitação direta no reservatório. Apesar disso, as condições

hidrológicas do vale a jusante remetem-se aos níveis de água associados à

ocorrência de uma cheia ordinária com TR 2 anos (Cenário A).



Nº VALE

-

PÁGINA

44/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Considerou-se, dessa forma, a sobreposição dos efeitos do hidrograma de

ruptura hipotética da barragem com a cheia natural ordinária (TR 2 anos) ao

longo do trecho de propagação. Admitiu-se, por premissa, que o nível de água

do reservatório no momento da ruptura refere-se ao N.A. máximo normal

(El. 954,90 m).

o CENÁRIO D – Ruptura da barragem em dia chuvoso (rainy day)

Para esse cenário considerou-se a sobreposição dos efeitos do hidrograma de

ruptura hipotética da barragem, associado à ocorrência da Precipitação

Máxima Provável (PMP) afluente ao reservatório, e de uma cheia natural

severa (TR 100 anos) ao longo do trecho de propagação (Cenário B). Nesse

cenário admitiu-se que o nível de água do reservatório no momento da ruptura

refere-se ao N.A. máximo maximorum (El. 956,14 m).

o CENÁRIO E – Ruptura da barragem em dia chuvoso (rainy day)

Esse cenário apresenta as mesmas premissas do cenário D exceto em relação

ao volume mobilizado, conforme explicado no item 9.4.2.

9.3 ESTUDOS HIDROLÓGICOS

9.3.1 ÁREA DE CONTRIBUIÇÃO DA BARRAGEM

Os estudos hidrológicos desenvolvidos para a bacia de contribuição da Barragem Sul Superior consistiram na avaliação do trânsito de cheias pelo reservatório, com o intuito de identificar as características dos eventos pluviológicos com potencial de geração de cheias capazes de promover o galgamento da estrutura.

O sistema hidrológico analisado é composto pelo reservatório da barragem e sua bacia de contribuição, apresentada na Figura 9.2.



Nº VALE

-

PÁGINA

45/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 9.2 – Bacia de contribuição da Barragem Sul Superior e uso e ocupação do solo.



Nº VALE

-

PÁGINA

46/105 Nº POTAMOS


REV.

1

A sequência metodológica adotada para o desenvolvimento dos estudos seguiu a ordem abaixo indicada:

Definição do sistema hidrológico para cálculo das vazões de cheias;

Delimitação da área de drenagem (A) considerando as intervenções impostas pela existência: (i) de estruturas de drenagem superficial; e (ii) cavas;

Cálculo do Curve Number (CN) considerando o tipo de solo e as características de uso e ocupação dos terrenos da bacia de contribuição, identificados em campo durante a visita técnica e também com o auxílio de imagens de satélite;

Determinação do tempo de concentração (tc) de cada sub-bacia considerando o circuito hídrico atual;

Determinação da curva Cota x Volume do reservatório;

Cálculo da curva de descarga do sistema extravasor;

Determinação da Precipitação Máxima Provavél (PMP) para a área de estudo;

Discretização temporal dos quantis de chuva para todas as durações e frequências consideradas;

Simulação hidrológica de eventos pluviométricos de diversas durações (15 min a 30 dias) e identificação da duração crítica do sistema hidrológico;

Determinação da vazão máxima defluente e do nível de água máximo (NA máximo maximorum) no reservatório;

Cálculo da probabilidade de galgamento da barragem.

Os seguintes métodos, critérios e premissas foram considerados durante o desenvolvimento das etapas supracitadas:

Chuva analisada: PMP (Precipitação Máxima Provável), “Diretrizes para Elaboração de Estudos Hidrológicos e Dimensionamentos Hidráulicos em Obras de Mineração”. Desenvolvidos pela POTAMOS em 2011.

Discretização temporal dos quantis de chuva pelo método de Huff, adotando a curva do 2º quartil e 50% de probabilidade de ocorrência para a distribuição dos blocos de precipitação (CHOW et al., 1988);

Tempo de concentração obtido pela fórmula empírica de GB Williams nos trechos de talvegue natural, e pelo método Cinemático nos canais de drenagem, cursos d’água e sobre a praia de rejeitos (PINHEIRO, 2011);

Escoamento de base não considerado, devido à pequena magnitude das vazões de base quando comparadas ao pico dos hidrogramas de cheia;

Separação da chuva efetiva pelo método do NRCS, com o CN obtido para condição II de umidade antecedente (umidade do solo normal) (SUPHUNVORRANOP, 1985; NRCS, 2004);



Nº VALE

-

PÁGINA

47/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Cálculo dos hidrogramas de escoamento superficial pelo método do hidrograma unitário sintético do NRCS (NRCS, 2004);

Curva de descarga determinada a partir de simulação hidráulica tridimensional e formulações teóricas apropriadas para a condição de funcionamento hidráulico das estruturas extravasora (U.S. BUREAU OF RECLAMATION, 1987; PORTO, 2006; PINHEIRO, 2011), observando-se os projetos e “as built” disponibilizados pela VALE, além de registros fotográficos obtidos durante a visita técnica realizada;

Propagação da onda de cheia no reservatório pelo método de Puls (CHOW et al., 1988).

Para aplicação dos métodos acima descritos foi utilizado o modelo computacional HEC-HMS 4.2.1, desenvolvido pelo Hydrologic Engineering Center do U.S. Army Corps of Engineers. Os resultados obtidos são apresentados nos itens seguintes.

9.3.2 Sistema hidrológico e parâmetros empregados na modelagem

O sistema hidrológico analisado é representado pelo diagrama topológico da Figura 9.3.

Figura 9.3 – Diagrama topológico do sistema hidrológico analisado.

A separação da chuva efetiva foi realizada pelo método do NRSC, utilizando o parâmetro CN ponderado para cada sub-bacia de contribuição, de acordo com o uso e ocupação do solo identificado a partir de imagens de satélite, como mostra a Figura 9.2.

ponderado para cada sub-bacia de contribuição, de acordo com o uso e ocupação do solo identificado a partir de imagens de satélite, como mostra a Figura 9.2.

Como já mencionado, os tempos de concentração de cada sub-bacia foram estimados pela combinação da fórmula empírica de GB Williams, nos trechos de talvegue natural, com o



Nº VALE

-

PÁGINA

48/105 Nº POTAMOS


REV.

1

método Cinemático, nos canais de drenagem, cursos d’água e sobre a praia de rejeitos (PINHEIRO, 2011). O parâmetro lag time, igual a 60% do tempo de concentração, foi utilizado para o cálculo dos hidrogramas.

Os parâmetros físicos de cada bacia e a ponderação do numero de curva são apresentados na Tabela 9.1 e na Tabela 9.2, respectivamente.

Tabela 9.1 – Parâmetros físicos das bacias de contribuição da Barragem Sul Superior.

Bacia Área (km²) Comprimento do

talvegue (km)

Declividade média

equivalente (Se) (m/m)

Tempo de concentração

(h)

Lag time (h)

Sul Superior 0,80 0,63 0,0371 0,30 0,18

Tabela 9.2 – Ponderação do numero de curva das bacias de contribuição da Barragem Sul Superior.

Bacia Área (km²) Uso e ocupação do solo Tipo de solo CN CN

ponderado

Sul Superior

0,10 Área Industrial C 87

69

0,02 Lago - 100

0,37 Pilhas/Barragens/Aterros B 61

0,17 Praia de Rejeitos C 75

0,001 Solo Exposto

A 68

0,016 C 86

0,0001 Vegetação Densa

A 25

0,042 C 70

0,004 Vegetação Esparsa

A 30

0,018 C 71

0,056 Vegetação Rasteira C 61

9.3.3 ÁREA A JUSANTE DA BARRAGEM

Em função da disponibilidade de estações fluviométricas ao longo dos rios Santa Bárbara, Piracicaba, Doce e afluentes significativos, com registros suficientes para análise, adotou-se o enfoque estatístico para cálculo das vazões máximas em seções fluviais especificadas na área de jusante das Barragens Sul Superior e Sul Inferior.

Esse método consiste na avaliação de amostras de máximos anuais de vazão média ou máxima diária, às quais são aplicados estudos de frequência e ajustadas distribuições de probabilidades teóricas, que permitem estimar vazões para quaisquer períodos de retorno desejados.

Na Figura 9.4 apresenta-se a localização das referidas seções fluviais em relação às estações fluviométricas analisadas, bem como as áreas por elas delimitadas.



Nº VALE

-

PÁGINA

49/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 9.4 – Seções fluviais de interesse.

Os métodos de regionalização adotados para as seções fluviais consistiram basicamente em: (i) transferência direta por área de drenagem dos quantis de interesse calculados para as estações fluviométricas, que fundamentou-se na proximidade entre a estação fluviométrica e a seção fluvial de interesse; (ii) transferência da vazão específica dos quantis de interesse da estação fluviométrica representativa das seções fluviais; e, (ii) o método Index Flood, tal como proposto por Dalrymple (1960) no qual as etapas de cálculo consistem, basicamente, em:



Nº VALE

-

PÁGINA

50/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Seleção de estações fluviométricas com disponibilidade de registros suficiente para análise, situadas em uma região hidrologicamente homogênea (mesmo mecanismo climatológico de gênese das enchentes);

Para cada estação, obtenção das amostras dos máximos anuais de vazão média diária de período completo, correspondente ao ano hidrológico (outubro a setembro);

Definição de uma cheia de referência e posterior adimensionalização das curvas de frequência individuais de cada estação, dividindo-se cada evento de cheia máxima pelo valor da cheia de referência – Index Flood;

Determinação de uma curva regional de frequência adimensionalizada, definida como a curva média ou mediana das curvas de frequência de cada estação, e ajuste de uma distribuição de probabilidades teórica aos dados amostrais. Para tanto, foram testadas as seguintes distribuições teóricas de probabilidades: Exponencial 2 Parâmetros, Gumbel, Normal, Log-Normal 2 Parâmetros, Log-Normal 3 Parâmetros, Generalizada de Valores Extremos Tipo III (GEV), Pearson III, Log-Pearson III e GPA. Para cada distribuição, procedeu-se à determinação dos parâmetros e quantis teóricos por meio do método dos Momentos, da Máxima Verossimilhança e dos Momentos-L;

Regionalização da cheia de referência, correlacionando os valores obtidos para cada estação com parâmetros físicos das respectivas bacias hidrográficas. No presente estudo foi utilizada a área de drenagem como parâmetro da curva de regionalização;

Obtenção da cheia de referência no local de interesse a partir das características físicas da bacia hidrográfica, empregando-se a curva de regionalização previamente definida; e

Multiplicação da curva regional de frequência pela cheia de referência, inferida no local de interesse, obtendo-se a curva de frequência dos máximos anuais de vazão média diária desejada.

Na Tabela 9.3 apresentam-se as amostras dos máximos anuais de vazões médias diárias das estações fluviométricas selecionadas para os estudos. Para obtenção das amostras foram realizadas análises considerando diversos aspectos, tais como: a presença de falhas nos registros e a magnitude das vazões anteriores ao período de falha, o conhecimento existente acerca das maiores cheias do histórico e sua propagação no trecho fluvial de interesse e a análise dos dados de estações vizinhas.

Dentre as distribuições teóricas candidatas, a distribuição Log-Normal de 2 Parâmetros foi selecionada devido à boa qualidade do seu ajuste ao comportamento amostral e por ter sido indicada pela maioria dos testes estatísticos de aderência realizados. Na Tabela 9.4, são apresentados os resultados do ajuste da distribuição teórica LN às amostras, com os parâmetros estimados pelo método dos Momentos-L (MOM-L) e os quantis obtidos para 2 e



Nº VALE

-

PÁGINA

51/105 Nº POTAMOS


REV.

1

100 anos de período de retorno, tidos como característicos para as simulações dos cenários predeterminados.

Tabela 9.3 - Vazões médias diárias máximas anuais nas estações fluviométricas.

Estação 56590000 56610000 56631000 56640000 56660000-56659999-56659998

56661000 56681000 56690000 56695000-56696000

Área de drenagem

(km²) 40 1160 194 425 3063 3063 4255 4816 5291

Número de amostras

8 89 24 62 66 14 23 12 40

Ano Vazão (m³/s)

25-26 - 303,9 - - - - 562,6 - -

26-27 - 303,9 - - - - 685,1 - -

27-28 - 101,3 - - - - 334,9 - -

28-29 - - - - - - 399,1 - -

29-30 - - - - - - 136,9 - -

30-31 - 318,5 - - - - 642,1 - -

31-32 - 155,5 - - - - - - -

32-33 - 276,2 - - - - - - -

33-34 - 297,6 - - - - - - -

34-35 - 147,0 - - - - 372,0 - -

35-36 - 125,5 - - - - 329,4 - -

36-37 - 176,7 - - - - 475,3 - -

37-38 - 257,0 - - - - 685,1 - -

38-39 - 215,3 53,6 - 645,0 - 708,4 - -

39-40 - 118,4 25,3 - 231,6 - 291,2 - -

40-41 - 150,7 57,0 - 430,2 - 523,7 - -

41-42 - 175,7 40,8 - 485,2 - 565,0 - -

42-43 - 236,1 60,7 - 635,8 - 753,4 - -

43-44 - 280,6 46,9 - 762,0 - 583,8 - -

44-45 - 318,5 64,3 - 676,5 - 839,0 - -

45-46 - 193,6 93,4 - 641,9 - 664,7 - -

46-47 - 164,6 91,6 - 479,8 - 553,3 - -

47-48 - 383,3 81,9 - 899,6 - 544,1 - -

48-49 - 547,8 123,0 - 1080,6 - 1331,3 - -

49-50 - 178,7 26,2 - 395,8 - 456,2 - -

50-51 - 249,6 72,1 - 647,7 - 1425,2 - -

51-52 - 269,2 40,8 - 611,3 - - - -

52-53 - 228,9 80,2 - 623,3 - - 545,8 -

53-54 - 137,2 42,6 - 338,3 - - 412,1 -

54-55 - 266,0 53,6 150,9 671,3 - - 722,1 -

55-56 - 173,7 39,0 116,0 420,2 - - 404,5 -

56-57 - 243,1 88,9 237,1 546,5 - - 668,2 -

57-58 - 162,2 44,4 100,7 445,1 - - 605,0 -

58-59 - 94,6 36,1 95,5 219,2 - - 170,2 -

59-60 - 123,7 139,0 220,7 417,7 - - 311,5 -

60-61 - 322,3 72,1 189,4 904,9 - - 847,7 -

61-62 - 185,4 50,2 108,4 313,2 - - 267,0 -

62-63 - 167,5 - 58,5 577,9 - - 633,1 -

63-64 - 182,2 - 204,4 566,4 - - 587,9 -

64-65 - 187,1 - 105,6 532,2 - - - -

65-66 - 271,5 - 87,0 680,8 - - - -

66-67 - 157,7 - 98,3 370,3 - - - -



Nº VALE

-

PÁGINA

52/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Estação 56590000 56610000 56631000 56640000 56660000-56659999-56659998

56661000 56681000 56690000 56695000-56696000

Área de drenagem

(km²) 40 1160 194 425 3063 3063 4255 4816 5291

Número de amostras

8 89 24 62 66 14 23 12 40

Ano Vazão (m³/s)

67-68 - 99,2 - 40,6 341,2 - - - -

68-69 - 174,4 - 133,6 398,2 - - - -

69-70 33,2 136,4 - 46,8 319,5 - - - -

70-71 25,1 134,4 - 43,7 187,4 - - - -

71-72 21,2 202,3 - 84,7 358,9 - - - -

72-73 34,9 234,5 - 112,9 - - - - -

73-74 17,8 332,4 - 117,2 - - - - 245,3

74-75 13,2 109,8 - 50,5 212,4 - - - 207,6

75-76 11,5 74,4 - 32,9 151,7 - - - 708,4

76-77 40,4 239,9 - 138,0 991,3 - - - 618,0

77-78 - 195,9 - 197,5 882,0 - - - 1507,3

78-79 - 287,1 - 299,4 1086,5 - - - 803,1

79-80 - 275,8 - 127,9 614,2 - - - 385,1

80-81 - 113,1 - 105,0 - - - - 850,7

81-82 - 407,9 - 186,7 - - - - 566,2

82-83 - 146,7 - 143,6 - - - - 514,8

83-84 - 211,9 - 97,3 - - - - 1007,6

84-85 - 265,0 - 149,9 - - - - -

85-86 - 130,7 - 112,3 - - - - 313,6

86-87 - 220,7 - 113,8 - - - - 537,6

87-88 - 167,5 - 236,4 - - - - 182,6

88-89 - 72,2 - 34,0 - - - - -

89-90 - 310,6 - 212,0 596,1 - - - 848,8

90-91 - 365,4 - 231,7 867,0 - - - 815,3

91-92 - 362,6 - 341,1 759,0 - - - 771,4

92-93 - 302,4 - 173,1 605,6 - - - 290,6

93-94 - 195,9 - 65,5 - - - - 609,0

94-95 - 158,2 - 108,1 596,1 - - - 704,8

95-96 - 311,5 - 221,4 756,4 - - - 1380,5

96-97 - 631,1 - 263,6 1239,3 - - - 624,8

97-98 - 196,1 - 57,6 414,5 - - - 240,4

98-99 - 145,5 - 67,3 192,9 - - - 421,9

99-00 - 252,0 - 122,4 412,6 - - - 290,9

00-01 - 163,7 - 100,9 220,6 - - - 537,4

01-02 - 294,6 - 136,2 571,0 784,7 - - 953,3

02-03 - 235,4 - 178,9 915,4 472,6 - - 559,3

03-04 - 255,6 - 107,1 521,8 594,8 - - 751,4

04-05 - 294,6 - 146,1 691,6 370,8 - - 474,9

05-06 - 274,7 - 100,6 380,7 306,5 - - 419,7

06-07 - 156,2 - 52,5 330,3 341,4 - - 417,1

07-08 - 146,3 - 114,0 368,5 619,3 - - 684,0

08-09 - 399,9 - 173,3 670,0 362,9 - - 422,6

09-10 - 111,0 - 120,2 356,2 321,5 - - 451,2

10-11 - 123,6 - 85,8 307,3 665,8 - - 995,5

11-12 - 419,3 - 210,3 728,7 286,8 - - 258,4

12-13 - 143,7 - 52,9 288,8 415,7 - - 522,8

13-14 - 158,1 - 79,5 389,7 226,7 - - 224,7

14-15 - 88,0 - 47,0 200,5 483,7 - - 528,0



Nº VALE

-

PÁGINA

53/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Estação 56590000 56610000 56631000 56640000 56660000-56659999-56659998

56661000 56681000 56690000 56695000-56696000

Área de drenagem

(km²) 40 1160 194 425 3063 3063 4255 4816 5291

Número de amostras

8 89 24 62 66 14 23 12 40

Ano Vazão (m³/s)

15-16 - 170,3 - 174,5 519,7 - - - -

Tabela 9.4 – Resultados da análise de frequência local nas estações fluviométricas utilizadas nos estudos.

Estação fluviométrica Área de

drenagem (km²)

Número de amostras

Posição (LN)

Escala (LN) LN QMéd-máx

(m³/s) TR 2 TR 100

56590000 40 8 3,09 0,47 3,12 22 66

56610000 1160 89 5,31 0,43 5,31 202 555

56631000 194 24 4,05 0,45 4,06 57 165

56640000 425 62 4,74 0,52 4,73 114 387

56660000-56659999-56659998 3063 66 6,19 0,45 6,19 488 1405

56681000 4255 23 6,3 0,46 6,29 542 1582

56690000* 4816 12 6,16 0,42 6,15 471 1248

56695000-56696000 5291 40 6,25 0,5 6,26 520 1684

* Estação fluviométrica descartada por não atender o ajuste da distribuição teórica Log-Normal.

9.4 HIDROGRAMAS DE RUPTURA

9.4.1 HIPÓTESES DE RUPTURA E MODO DE FALHA

Em etapa precedente do trabalho, de identificação e análise dos riscos e cálculo de probabilidades, foram avaliados os modos de falha que apresentam potencial para conduzir a ruptura da barragem, bem como as causas que poderiam estar associadas a estes eventos.

Na conceituação do GRG foram padronizados quatro modos de falha principais para as barragens: galgamento, erosão interna, instabilização e liquefação. Estudos recentes desenvolvidos por Taguchi (2014) validam a definição destes modos de falha principais, com base na compilação de modos de falha do ICOLD, UNEP e do US Department of the Interior.

A descrição detalhada dessa análise qualitativa dos riscos, bem como das análises probabilísticas para cálculo da probabilidade de ruptura associada a cada modo de falha é apresentada no documento POTVAL01-G1-1-TC-RTE-0023. Nesse documento, os resultados obtidos indicaram como modo de falha mais provável, para a Barragem Sul Superior, a liquefação.

Ademais, conforme mencionado anteriormente admitiu-se a ruptura da Barragem Sul Inferior em cascata.



Nº VALE

-

PÁGINA

54/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Sendo assim, foram definidas as seguintes hipóteses para os cenários de simulação com ruptura da barragem:

CENÁRIO C – Ruptura da barragem em dia seco (sunny day)

Barragem Sul Superior

Ruptura hipotética da barragem por liquefação, com o reservatório no

N.A. máximo normal (El. 954,90 m). Nesse cenário será mobilizado

100% do volume de água do reservatório + 35 % do volume de rejeito +

volume do maciço da barragem.

Barragem Sul Inferior

Ruptura hipotética da barragem por galgamenbto, com o reservatório no

N.A. máximo normal (El. 879,70 m). Nesse cenário será mobilizado

100% do volume de água do reservatório + 50 % do volume de rejeito +

volume do maciço da barragem.

Trecho de Propagação

Cheia natural ordinária (TR 2 anos) ao longo do trecho de propagação

CENÁRIO D – Ruptura da barragem em dia chuvoso (rainy day)


Ruptura hipotética da barragem por liquefação, associada à ocorrência

da Precipitação Máxima Provável (PMP) afluente ao barramento, com o

reservatório no N.A. máximo maximorum (El. 956,14 m) no momento da

ruptura. Nesse cenário será mobilizado 100% do volume de água do

reservatório + 35 % do volume de rejeito + volume do maciço da

barragem.


Ruptura hipotética da barragem por galgamento, associada à ocorrência






Nº VALE

-

PÁGINA

55/105 Nº POTAMOS


REV.

1


barragem.



CENÁRIO E– Ruptura da barragem em dia chuvoso (rainy day)


Ruptura hipotética da barragem por liquefação, associada à ocorrência





barragem.


Ruptura hipotética da barragem por galgamento, associada à ocorrência





barragem.



Esse cenário será apresentado na próxima versão (atualização) deste relatório.

9.4.2 DEFINIÇÃO DO VOLUME DE MATERIAL MOBILIZADO

No contexto das barragens de rejeito, uma eventual falha da estrutura não significa, necessariamente, ocorrência de mobilização total do volume de material armazenado.

A partir da observação de casos históricos de rupturas de barragens de rejeitos, constata-se a aleatoriedade das relações entre volumes armazenados e volumes mobilizados com as



Nº VALE

-

PÁGINA

56/105 Nº POTAMOS


REV.

1

demais características de implantação e operação da barragem, ou até mesmo com relação ao modo de falha aplicado.

Até o presente momento, a engenharia de barragens não dispõe de metodologia consagrada para a definição da variável “volume mobilizado” na hipótese de ruptura da estrutura.

Frequentemente, como solução de compromisso, tem sido adotada a regressão matemática aplicada aos casos históricos analisados por Rico et al. (2007) para a qual o volume mobilizado em um evento de ruptura corresponde a aproximadamente 35% do volume total armazenado.

Para o presente estudo, e de acordo com premissa estabelecida em conjunto com a VALE, o volume passível de ser mobilizado para jusante na eventualidade de ruptura do maciço compreende o somatório das seguintes parcelas:


100% do volume do volume no maciço;

100% do volume de água armazenada no reservatório; e,

50% do volume total de rejeitos armazenados no reservatório. 2


100% do volume do volume no maciço;

100% do volume de água armazenada no reservatório; e,

35% do volume total de rejeitos armazenados no reservatório. 3

A despeito do respaldo técnico, a premissa adotada ainda apresenta incertezas de difícil estimativa, dada a particularidade das características das barragens de rejeitos.

Todavia, no âmbito da análise de risco do empreendimento, a adoção de valores medianos, tal como o resultado da aplicação da proposta de Rico et al. (2007), apresenta-se como uma medida razoável direcionada para a estimativa do cenário de maior probabilidade de ocorrência.

9.4.3 BRECHA

Devido às características físicas do fenômeno da liquefação, a formação da brecha ocorreu de maneira abrupta (instantânea) e sua geometria corresponde à geometria do vale.

2Exceto no Cenário E, para o qual considerou-se um percentual de 100% de rejeitos mobilizados. Para as barragens a jusante, considerou-se um percentual de 100%. 3Exceto no Cenário E, para o qual considerou-se um percentual de 100% de rejeitos mobilizados. Para as barragens a jusante, considerou-se um percentual de 100%.



Nº VALE

-

PÁGINA

57/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Dessa forma, tanto a formação da brecha quanto a distribuição do volume no tempo (hidrograma de ruptura) foram obtidos a partir de modelos hidrodinâmicos cuja condição de contorno inicial corresponde à geometria da superfície do conjunto maciço/reservatório.

Por meio de equilíbrio de forças, a condição de contorno inicial (t0) é alterada, iniciando-se a propagação da massa mobilizada para jusante (t1 a tn), conforme representado na Figura 9.5.

Figura 9.5 – Condição de contorno inicial e deslocamento de massa no reservatório.

9.5 PROPAGAÇÃO DOS HIDROGRAMAS

9.5.1 CONSISTÊNCIA E PREPARAÇÃO DA BASE TOPOGRÁFICA

A base topográfica fornecida pela VALE consistiu de um mosaico de levantamentos aéreos com curvas de nível espaçadas a cada metro. Não obstante os levantamentos terem sido realizados em datas diferentes, as interseções entre as áreas levantadas apresentaram coerência satisfatória.

Independentemente, da precisão cartográfica da base de dados, em nenhuma das fontes há informações disponíveis para a caracterização das calhas fluviais dos cursos de água simulados.

Ainda que para os trechos iniciais de simulação a representação da calha fluvial seja desprezível do ponto de vista de potencial de armazenamento e amortecimento da cheia de ruptura hipotética, para a correta representação dos cenários de cheia natural (TR 2 anos e TR 100 anos) o tratamento do fundo de vale é importante.

Para tanto, a VALE disponibilizou também um conjunto de seções topobatimétricas posicionadas em localidades distintas ao longo de todo o curso de água modelado.

Dessa forma, a fim de se reestabelecer uma morfologia aproximada para a calha fluvial do trecho de simulação adotaram-se os seguintes passos:

Vetorização das margens dos cursos de água a partir das informações de imagens aéreas e de curvas de nível;

Vetorização do eixo do curso de água também a partir de imagens de curvas de nível;



Nº VALE

-

PÁGINA

58/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Levantamento do perfil da linha d’água longitudinal bruto de todo o trecho;

Correção do perfil de linha d’água bruto para manutenção das declividades (remoção de aclives e platôs) 4;

Plotagem e análise crítica das elevações de fundo das seções topobatimétricas sobre o gráfico do perfil longitudinal corrigido;

Rebaixamento do perfil longitudinal corrigido para a elevação de referência das seções topobatimétricas;

Interpretação da geometria da calha a partir do traçado das margens, dos estudos hidrológicos, das declividades e da identificação de reservatórios e singularidades;

Projeção da largura de fundo a partir do alinhamento das margens e com base na interpretação da geometria da calha;

Reconstrução do Modelo Digital do Terreno incorporando o tratamento da calha entre margens.

Como última etapa da análise de consistência do tratamento da calha fluvial, verificou-se que a envoltória da inundação da cheia natural de TR 2 anos (Cenário A) aderiu-se razoavelmente bem aos limites dos cursos de água identificados nas imagens aéreas.

9.5.2 PARÂMETROS DE RESISTÊNCIA

Os escoamentos de rejeitos de minério de ferro poderiam, em função da concentração de sólidos, serem classificados como escoamentos hiperconcentrados, nos quais as forças viscosas e a resistência ao cisalhamento, conferidas pelas partículas sólidas, exercem, frequentemente, importante influência no comportamento do fluido.

No intuito de se representar esse fenômeno, vários autores propuseram nas últimas décadas modelos matemáticos em diferentes níveis de complexidade - vide os trabalhos de Jeyapalan et al. (1983), O’Brien e Julien (1985), Hungr (1995), dentre outros.

Todos esses modelos têm condições de reproduzir os efeitos dos escoamentos de rejeitos, desde que definidas as propriedades, parâmetros e condições de contorno adequadas a cada situação.

No entanto, apesar dos esforços bem intencionados da comunidade técnico-científica, ainda não foram estabelecidas metodologias ou correlações consistentes que permitisse a atribuição de parâmetros reológicos para os escoamentos de rejeitos a partir de investigações e ensaios dos materiais depositados.

Para Vick (1991), a inexistência de correlação entre parâmetros reológicos e indicadores de propriedades dos rejeitos antes da ruptura demonstra a insipiência da atribuição de

4Assumindo-se a premissa de que o perfil do fundo do leito está representado pelo perfil da linha d’água.



Nº VALE

-

PÁGINA

59/105 Nº POTAMOS


REV.

1

parâmetros de escoamento a partir de ensaios laboratoriais e/ou a partir de retroanálises feitas após o estado de equilíbrio.

Segundo Vick (1984), as características dos rejeitos in-situ, proporcionadas pela variação dos sistemas de disposição nos reservatórios, pelas diferentes granulometrias dos materiais segregados e pelo adensamento natural conferido pelo peso próprio do volume reservado são determinantes do comportamento dinâmico após uma eventual ruptura. O mesmo autor defende, ainda, que as diferentes intensidades de gatilhos que induzem a liquefação dos rejeitos armazenados podem impactar sobremaneira na velocidade inicial do movimento e, consequentemente, na classificação do regime dos escoamentos.

Somados às incertezas quanto à definição dos parâmetros no âmbito do reservatório, encontram-se os desafios em se representarem as variações desses mesmos parâmetros no espaço e no tempo.

A concentração de sólidos certamente irá apresentar flutuações em função da deposição das partículas granulares, remoção de camadas de vegetação, erosão de solos coluvionares e afluências de tributários importantes. Contudo, não há ainda modelos matemático-computacionais capazes de reproduzir essa complexa variação da concentração de sólidos na escala de dezenas a centenas de quilômetros.

Torna-se evidente, portanto, a fragilidade de aplicação dos modelos reológicos no atual “estado da prática”.

Diante dessa constatação, tem sido comumente adotada a premissa de simulação da propagação do volume de rejeitos como um volume equivalente de água.

Estudos relativamente recentes demonstraram que a aplicação dessa premissa resulta em variações de até 5% na vazão de pico do hidrograma e de cerda de 10% na profundidade da inundação (Bernedo et al., 2011).

Nesse contexto, destacam-se retroanálises de rupturas de barragens de rejeitos (FREAD e

LEWIS, 1998; ROCHA, 2015) realizadas com a aplicação de modelos matemáticos para fluidos newtonianos cujos resultados se aderiram satisfatoriamente bem às características da inundação observada.

A despeito dos bons resultados atribuídos aos modelos newtonianos, espera-se que o desprezo das forças viscosas e demais interações entre partículas apresente prognósticos de inundações mais extensas considerando todo o trecho analisado.

Além disso, a redução da resistência ao escoamento no modelo tende a antecipar os tempos de chegada da frente onda e apresentar uma condição mais conservadora para o cálculo das consequências e para o planejamento de ações emergenciais.

Sob essa ótica, de se antecipar a necessidade de evacuação de áreas potencialmente inundáveis e de se evitar a perda de vidas, a hipótese de considerar o fluido composto unicamente de água pode ser considerada como válida e apropriada.



Nº VALE

-

PÁGINA

60/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Assim, definiu-se no presente trabalho pela aplicação de um modelo hidrodinâmico, considerando a propagação do hidrograma de ruptura composto por água, somente. Para tanto, o parâmetro de resistência ao escoamento, representado pelo coeficiente de rugosidade de Manning, foi inferido a partir de análises de imagens de satélite, referências bibliográficas e julgamento de engenharia.

Destaca-se que os parâmetros de rugosidade de Manning não foram calibrados em função da inexistência de registros e medições de descarga nas estações fluviométricas que fossem da mesma ordem de grandeza das vazões do hidrograma de ruptura.

Apresentam-se na Tabela 9.5 os parâmetros atribuídos ao modelo. Na Figura 9.6 apresenta-se a espacialização dos parâmetros de rugosidade.

Tabela 9.5 – Parâmetros de rugosidade de Manning (n).

Tipologia Coeficiente de rugosidade de Manning (n)

Corpo d'água 0,025

Solo exposto e áreas degradadas 0,030

Pastagem e campos antropizados 0,040

Afloramento rochoso 0,045

Mineração e estruturas associadas 0,055

Floresta 0,080

Área urbana 0,100



Nº VALE

-

PÁGINA

61/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 9.6 – Uso e ocupação do solo para atribuição do coeficiente de Manning.



Nº VALE

-

PÁGINA

62/105 Nº POTAMOS


REV.

1

9.5.3 CONDIÇÕES INICIAIS E DE CONTORNO

Para as simulações hidráulicas dos cenários A, B, C e D aplicaram-se condições de contorno compatíveis com os objetivos de cada um, tal como listado a seguir.

A condição de contorno de entrada para os cenários A e B consistiu da atribuição de vazões em marcha ao longo de todo o trecho de simulação, respeitando-se os quantis de vazão para TR 2 anos e TR 100 anos do estudo de regionalização;

a. Os valores de referência para as vazões em marcha estão apresentados na Tabela 10.3.

b. Ressalta-se que as simulações dos cenários A e B foram estendidas no tempo até que se estabelecesse o regime de escoamento permanente em toda a malha.

A estabilização das vazões em marcha atribuídas aos cenários A e B para a condição de escoamento permanente, foi utilizada como condição inicial para as simulações dos cenários C e D, respectivamente;

Como condição de contorno de montante para os cenários C e D consideraram-se os hidrogramas de ruptura hipotética referentes aos dias seco (NA normal) e chuvoso (NA máximo maximorum), respectivamente;

a. Os hidrogramas de ruptura estão apresentados na Figura 10.4 (Cenário C) e na Figura 10.5 (Cenário D).

A condição de contorno ao final da malha de simulação a jusante foi determinada como escoamento uniforme de acordo com a declividade local média do trecho do rio.

9.5.4 DEFINIÇÃO DO CRITÉRIO DE PARADA

É recomendável que o trecho total da simulação da propagação da onda de ruptura seja estendido até que se estabeleça uma condição de escoamento na qual os incrementos de áreas inundáveis sejam desprezíveis, ou que não mais ofereçam ameaça ao vale.

Para a definição desse critério buscou-se a referência da Agência Federal de Gestão de Emergências norte-americana (FEMA, 2013) que considera como “consequência aceitável” uma sobrelevação incremental de inundação de até 2 pés (~60 cm).

Dessa forma, o critério de parada da simulação considera uma profundidade da lâmina incremental de até 60 cm sobre os Cenários A e B, quando se analisam os eventos decorrentes dos cenários C e D, respectivamente (vide representação do critério na Figura 9.7).

De maneira esquemática, os elementos espaciais da malha de simulação devem atender à seguinte condição:



Nº VALE

-

PÁGINA

63/105 Nº POTAMOS


REV.

1

PROF.CENÁRIO C ≤ PROF.CENÁRIO A + 2 pés (0,6m)

Ou,

PROF.CENÁRIO D ≤ PROF.CENÁRIO B + 2 pés (0,6m)

Nas quais:

PROF.CENÁRIO A: denota a profundidade de escoamento máxima atingida na região final do Cenário A correspondente à simulação da Cheia Natural (TR 2 anos);

PROF.CENÁRIO B: denota a profundidade de escoamento máxima atingida na região final do Cenário B correspondente à simulação da Cheia Natural (TR 100 anos);

PROF.CENÁRIO C: denota a profundidade de escoamento máxima atingida na região final do Cenário C correspondente à simulação de Dia Seco (Sunny Day);

PROF.CENÁRIO D: denota a profundidade de escoamento máxima atingida na região final do Cenário D correspondente à simulação de Dia Chuvoso (Rainy Day).

Figura 9.7 – Seção esquemática representativa do critério de parada da simulação.

Adicionalmente, importa considerar que além do requisito de sobrelevação de até 60 cm, observou-se a magnitude das vazões em trânsito no trecho a fim de que eventuais alterações na geomorfologia do vale a jusante do critério de parada não resultem em retomadas de profundidades com potencial de dano.

9.5.5 MODELO MATEMÁTICO-COMPUTACIONAL

Para a simulação da propagação da onda de ruptura hipotética e para a definição da inundação dos cenários de cheia natural, aplicou-se o modelo computacional RiverFlow2D®.

Dentre os diversos modelos matemáticos incorporados ao modelo RiverFlow2D® apenas o modelo matemático hidrodinâmico resultante de uma integração da componente vertical das equações de Navier-Stokes foi utilizado.



Nº VALE

-

PÁGINA

64/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Esse modelo matemático, também conhecido como “Modelo de Águas Rasas” não inclui os termos de dispersão e turbulência. A dissipação de energia e turbulência é considerada apenas pela aplicação do parâmetro de rugosidade de Manning (n) nas equações de momentum.

As equações do modelo matemático foram solucionadas pelo método aproximado de Riemann aplicado a volumes finitos.

Para a definição dos volumes finitos de controle, o modelo RiverFlow2D® utiliza-se de malhas não-estruturadas capazes de representar o contorno geométrico do terreno com excelente qualidade.

Para o estudo de ruptura hipotética da Barragem Sul Superior a malha construída para a simulação da propagação da onda apresentou ao todo 1,28 milhões de elementos e 644 mil vértices.

Independentemente da distância entre os elementos da malha, para a convergência numérica do modelo hidrodinâmico, o RiverFlow2D® apresenta passo de tempo computacional calculado dinamicamente e limitado pelo critério de Courant.

9.6 MAPEAMENTO DA INUNDAÇÃO

9.6.1 SEÇÕES TRANSVERSAIS DE REFERÊNCIA

O mapeamento da inundação foi realizado a partir das informações e resultados gerados para a malha de simulação. Todavia, com o intuito de melhorar a interpretação e leitura dos resultados, selecionaram-se seções transversais ao eixo dos cursos de água localizadas em regiões de interesse para as quais se atribuíram parâmetros de inundação pertinentes, a saber:

Elevação absoluta da superfície da inundação;

Profundidade máxima da inundação registrada na passagem do hidrograma de ruptura;

Vazão máxima e hidrogramas ao longo de todo o trecho;

Velocidade máxima da inundação registrada na passagem do hidrograma de ruptura;

Tempo para a sobrelevação de 60 cm de inundação acima da profundidade já registrada pela cheia natural antecedente;

Tempo para o pico do hidrograma;

Ao todo foram selecionadas 74 seções de referência, cuja localização está apresentada na Figura 9.8 e em destaque nos mapas apresentados nos apêndices desse relatório.



Nº VALE

-

PÁGINA

65/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 9.8 – Seções transversais de referência para verificação dos resultados.



Nº VALE

-

PÁGINA

66/105 Nº POTAMOS


REV.

1

9.6.2 PARÂMETROS DE INUNDAÇÃO MAPEADOS

Para os estudos realizados para a Barragem Sul Superior os seguintes parâmetros de inundação foram mapeados:

Envoltória máxima de inundação

Tempo para a chegada da onda; referente ao tempo para a sobrelevação de 60 cm de inundação acima da profundidade já registrada pela cheia natural antecedente;

Classificação do risco hidrodinâmico máximo da inundação. Referente ao produto máximo entre as velocidades e profundidades da onda;

O risco hidrodinâmico é definido como o produto máximo entre as velocidades e profundidades da onda. A classificação do risco hidrodinâmico auxilia na análise dos efeitos decorrentes de uma inundação e na interpretação do ameaça promovida pelo evento.

Os limites desse parâmetro devem ser selecionados de forma a definir a vulnerabilidade de indivíduos, veículos e edificações em uma determinada área submetida à inundação. A vulnerabilidade está associada à possibilidade de desestabilização e consequente arraste pela inundação ou afogamento no caso de individuos.

Segundo Abt et. al (1989), indivíduos são desestabilizados em uma inundação quando o momento induzido pelo escoamento se aproxima ou excede o momento de resistência gerado pelo peso do corpo. Esse parâmetro é variável com a flutuabilidade da pessoa dentro do fluxo, com o posicionamento do corpo e com a distribuição do seu peso ao longo do corpo. Adicionalmente, a perda de estabilidade pode ser causada por alguma adversidade encontrada durante o trajeto, tais como: pisos desiguais ou escorregadios, presença de obstáculos, sólidos presentes no escoamento, baixas temperaturas, visibilidade ruim, turbulência no escoamento, vento, dentre outras.

Segundo Shand et. al (2011) veículos são desestabilizados por flutuação, perda de aderência ou perda de tração.

A desestabilização de edificações poderá ocorrer pela atuação de forças hidrostáticas, empuxo, forças hidrodinâmicas, impulso, impactos de sólidos, dentre outros.

Atualmente, existe uma serie de estudos que determinam critérios para representação dos limites de classificação do risco hidrodinâmico. Em geral, esses estudos são realizados para embasar e normatizar a classificação e mapeamento de inundações em determinadas regiões, estados ou países. Salienta-se que até a data de publicação deste relatório não foi determinada nenhuma norma brasileira para este tipo de classificação.

Dentre os estudos consultados, destaca-se o realizado por Smith, et al, (2014) que é adotado pelo guia “Australian Rainfall and Runoff a guide to flood estimation”. Em suma, neste estudo é apresentada uma compilação de uma série de pesquisas sobre o tema e definidos limites para classificação espacial do risco hidrodinâmico. A Tabela 9.6 apresenta os critérios sugeridos pelo estudo supradito, adotados para elaboração de classificação do risco hidrodinâmico anexos a este relatório.



Nº VALE

-

PÁGINA

67/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Tabela 9.6 – Critérios para classificação do perigo de inundações para estruturas.

Classificação Danos Critério de classificação Representação

em mapas

H1 Normalmente (não se tratando de exceções) área segura para veículos, pessoas e benfeitorias.

V < 2,0 m/s; H < 0,3 m; (H x V) ≤ 0,3 m²/s

Azul

H2 Veículos pequenos (exceto SUV e afins) sujeito a dano

V < 2,0 m/s; H < 0,5 m; (H x V) ≤ 0,6 m²/s

Azul Claro

H3 Todos os tipos de veículos estão sujeitos a danos e perigoso para crianças e idosos

V < 2,0 m/s; H < 1,2 m; (H x V) ≤ 0,6 m²/s

Verde

H4 Todos os tipos de veículos estão sujeitos a danos e perigoso para todas as pessoas

V < 2,0 m/s; H < 2,0 m; (H x V) ≤ 1,0 m²/s

Verde Claro

H5

Todos os tipos de veículos estão sujeitos a danos e perigoso para todas as pessoas. Todas as benfeitorias estão sujeitas a danos estruturais e benfeitorias com estruturas menos reforçadas* estão sujeitas a dano total.

V < 4,0 m/s; H < 4,0 m; (H x V) ≤ 4,0 m²/s

Amarelo

H6

Todos os tipos de veículos estão sujeitos a danos e perigoso para todas as pessoas. Todas as benfeitorias estão sujeitas a dano total.

(H x V) > 4,0 m²/s Vermelho

*benfeitorias que não foram dimensionadas para suportar os seguintes esforços (forças hidrostáticas, empuxo, forças hidrodinâmicas, impulso, impactos de sólidos).

Na interpretação dos gráficos elaborados a partir dessa classificação deve se considerar as incertezas oriundas ao estudo, a saber: (i) todos os limites refletem resultados médios de uma amostra, pode haver particularidades inerentes as área atingidas, aos quais devem ser levantadas em campo; (ii) os estudos são realizados considerando a propagação de água, no evento de uma ruptura de uma barragem de rejeito ocorre a propagação de detritos que irão potencializar os danos da inundação.



Nº VALE

-

PÁGINA

68/105 Nº POTAMOS


REV.

1

10.0 RESULTADOS

10.1 ESTUDOS HIDROLÓGICOS

10.1.1 ÁREA DE CONTRIBUIÇÃO DA BARRAGEM

A partir dos parâmetros e métodos considerados realizou-se a simulação do sistema hidrológico para todas as durações de chuvas e tempos de retorno considerados. Assim, foi possível identificar a duração do evento pluviométrico que ocasiona a maior sobrelevação do nível d’água no reservatório, verificando-se a ocorrência ou não do galgamento do maciço. Essa duração é definida como duração crítica do sistema. A Tabela 10.1 e a Figura 10.1 apresentam os resultados da simulação hidrológica decorrente da passagem da Precipitação Máxima Provável (PMP) pelo reservatório da Barragem Sul Superior.

Tabela 10.1 – Resultados do trânsito de cheias no reservatório da Barragem Sul Superior.

Duração

PMP

QAFLUENTE QDEFLUENTE NA Volume

m³/s m³/s m m³

10 minutos 5,69 0,87 955,09 3,90

15 minutos 11,44 1,40 955,20 8,94

20 minutos 15,10 1,83 955,29 13,12

30 minutos 19,55 2,51 955,43 19,69

1 hora 23,09 3,73 955,69 31,55

2 horas 23,80 5,61 956,03 48,60

3 horas 21,30 6,23 956,09 56,23

4 horas 18,68 6,49 956,12 59,52

6 horas 15,07 6,65 956,14 61,47

8 horas 12,56 6,55 956,13 60,21

10 horas 10,90 6,38 956,11 58,09

12 horas 9,63 6,17 956,09 55,54

18 horas 7,22 5,57 956,02 48,10

24 horas 5,85 4,92 955,93 42,54

2 dias 3,41 3,21 955,58 26,55

3 dias 2,73 2,66 955,46 21,17

5 dias 2,19 2,17 955,36 16,45

7 dias 2,20 2,19 955,36 16,65

10 dias 1,73 1,73 955,27 12,12

15 dias 1,32 1,32 955,18 8,22

20 dias 1,23 1,23 955,16 7,35

30 dias 0,95 0,95 955,10 4,69



Nº VALE

-

PÁGINA

69/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 10.1 – Resultados do trânsito de cheias no reservatório da Barragem Sul Superior

(PMP e duração crítica de 6 horas).

10.1.2 ÁREA A JUSANTE DA BARRAGEM

A regionalização das seções fluviais utilizou curvas de frequência regional estabelecida a partir das vazões adimensionais (Q/QMÁX MÉD) da bacia do rio Piracicaba apresentada na Figura 10.2. Complementarmente, foi ajustada uma curva regional que relaciona as médias dos máximos anuais de vazão diária de cada estação (Index Flood) e suas respectivas áreas de drenagem, apresentadas na Tabela 10.2 e Figura 10.3. A partir dessas curvas foram calculados os quantis máximos nas seções de interesse.

Tabela 10.2 – Parâmetros estatísticos das curva regionais.

Curva regional Número de amostras Posição (LN) Escala (LN) TR 2 TR 100

Bacia do rio Piracicaba 312 0,999709 0,089155 0,999709 1,207115

Nas seções fluviais de interesse cuja proximidade em relação às estações fluviométricas era mais bem representada por esta, os quantis de vazão foram calculados pela relação direta de área de drenagem da seção em relação a uma estação fluviométrica base.

Qp afluente = 15,1 m³/s

Qp defluente = 6,7 m³/s

Pic

o d

oH

idro

gra

ma=

4 h

Crista da Barragem (El. 962,40 m)

Borda Livre = 6,26 m

N.A Máx. Maximorum (El. 956,14 m)

Soleira do Extravasor (El. 954,90 m)

Área de drenagem = 0,8 km²Precipitação Total = 251,4 mm

Coeficiente de escoamento superficial = 0,5932

Volume do hidrograma afluente = 0,1193 Mm³

Volume utilizado trânsito de cheias = 0,0615 Mm³

954,00

955,00

956,00

957,00

958,00

959,00

960,00

961,00

962,00

963,00

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Ele

vação

(m

)

Vazão

(m

³/s)

Tempo (h)

Vazão Afluente Vazão Defluente Nível de Água



Nº VALE

-

PÁGINA

70/105 Nº POTAMOS


REV.

1

O resultado da regionalização dos quantis de vazões de máximas associadas aos tempos de retorno de 2 e 100 anos, são apresentados na Tabela 10.3.

Figura 10.2 – Curva de frequência regional obtida para a bacia do rio Piracicaba.



Nº VALE

-

PÁGINA

71/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 10.3 – Curva regional de vazão diária máxima anual média (Index Flood) versus área de drenagem, obtida para a bacia do rio Piracicaba.

Tabela 10.3 – Vazões médias diárias máximas nas seções fluviais de interesse.

Seção Fluvial

UTM X UTM Y

Área de drenagem acumulada

(km²)

LN Qmed-máx (m³/s)

Curso de água Método de

Regionalização TR 2 anos

TR 100 anos

B44 646300 7790332 7 2,54 Cor. do Vieira Index-Flood 13 21

B45 646830 7789663 11 2,68 Cor. do Vieira Index-Flood 15 25

B46 646840 7789605 86 3,60 Rio Barão de

Cocais ou São João

Index-Flood 36 77

B47 660317 7792316 177 3,99 Rio Barão de

Cocais ou São João

Index-Flood 54 123

B47.1 - - 608 4,75 Rio Santa Barbara

Index-Flood 116 311

B48 671053 7799501 730 4,88 Rio Santa Barbara

Index-Flood 131 361


Index-Flood 138 384


Index-Flood 190 566



Nº VALE

-

PÁGINA

72/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Seção Fluvial

UTM X UTM Y

Área de drenagem acumulada

(km²)

LN Qmed-máx (m³/s)

Curso de água Método de

Regionalização TR 2 anos

TR 100 anos


Index-Flood 212 643

B52 686208 7811574 1507 5,41 Rio Una Index-Flood 223 686


Index-Flood 233 723

10.2 HIDROGRAMAS DE RUPTURA

Em estudos de ruptura de barragens, usualmente os parâmetros de formação das brechas de ruptura são estimados a partir da aplicação de modelos paramétricos.

No entanto, conforme descrito no item 9.4.3, considerou-se razoável a hipótese de ruptura instantânea dos maciços das Barragens Sul Superior e Sul Inferior, no lugar da premissa de desenvolvimento gradual da brecha limitado pelo tempo de formação.

Dessa forma, tanto a formação da brecha quanto a distribuição do volume no tempo (hidrograma de ruptura) foram obtidos a partir de modelos hidrodinâmicos cuja condição de contorno inicial corresponde à geometria da superfície do conjunto maciço/reservatório.

No âmbito desse trabalho, a simulação do início do movimento da massa mobilizada no reservatório foi realizada pelo software RiverFlow2D® e já está acoplada à simulação da propagação da onda pelo vale a jusante.

Para o presente estudo, conforme descrito no item 9.4.2, o volume passível de ser mobilizado para jusante na eventualidade de ruptura do maciço compreende o somatório do volume no maciço, volume de água armazenada no reservatório e volume total de rejeitos armazenados no reservatório. Verificou-se que a vazão de pico do hidrograma de ruptura ficou muito próxima entre os cenários C e D, justificada pela pequena diferença dos volumes de água em relação ao volume total mobilizado.

Nesse contexto, os hidrogramas de ruptura apresentados nas Figura 10.4 e Figura 10.5 correspondem ao hidrograma registrado pela primeira seção de referência localizada a jusante da barragem, para os cenários C e D, respectivamente.



Nº VALE

-

PÁGINA

73/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 10.4 – Hidrograma de Ruptura Hipotética da Barragem – Cenário C (dia seco).

Figura 10.5 – Hidrograma de Ruptura Hipotética da Barragem – Cenário D (dia chuvoso).



Nº VALE

-

PÁGINA

74/105 Nº POTAMOS


REV.

1

10.3 PROPAGAÇÃO DOS HIDROGRAMAS

Os resultados da propagação dos hidrogramas de ruptura e da análise hidráulica para as cheias naturais foram estimados por meio da metodologia descrita no item 9.5 e encontram-se apresentados na sequência.

Para a devida interpretação e conhecimento do potencial de dano associado à ruptura hipotética da Barragem Sul Superior foram extraídos os parâmetros de profundidade, tempo de chegada e velocidades da inundação. Esses resultados são imprescindíveis para a orientação dos planos de ações emergenciais e devida gestão de risco da estrutura.

Além desses parâmetros, também se apresentam os resultados de vazões de pico e seus respectivos tempos de ocorrência em cada seção de referência.

Na Tabela 10.4 e na Tabela 10.5, estão apresentados os resultados notáveis para as seções de referência (mencionadas na Figura 9.8).

Destaca-se que os resultados apresentados na Tabela 10.4 incorporaram os parâmetros dos cenários A e C, enquanto que os resultados da Tabela 10.5 referem-se aos cenários B e D.

O intuito desse agrupamento é permitir a comparação dos resultados simulados para a cheia natural de referência e a sobreposição dos efeitos da ruptura hipotética à essa mesma cheia.

Na sequência são apresentados também gráficos representativos do comportamento dos parâmetros da inundação simulada em todos os cenários (Figura 10.6 a Figura 10.14).



Nº VALE

-

PÁGINA

75/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Tabela 10.4 – Resultados notáveis nas seções de referência – Cenários A e C.

Nome Seção

Distância da

estrutura (km)

Perfil do

terreno (m)

Cheia Natural Ruptura

Descrição Vazão da

cheia natural (m³/s)

Profundidade máxima da inundação

(m)

Velocidade máxima

(m/s)

Velocidade máxima média (m/s)

Vazão de pico do

hidrograma (m³/s)

Profundidade máxima da

inundação (m)

Velocidade máxima

(m/s)

Velocidade máxima

média (m/s)

Tempo para 2 pés

(h)

Tempo para o pico do

hidrograma (h)

S1 0,05 834,8 0 - 0,0 - 57973 18,1 4,4 1,0 0,00 0,01 Barragem Sul Inferior

S2 0,53 825,9 13 0,5 3,1 1,6 26096 24,2 7,1 2,2 0,10 0,02

S3 0,91 809,7 13 0,6 2,3 1,1 22655 19,5 10,3 3,4 0,10 0,03

S10 1,89 788,2 34 1,6 2,4 1,5 7405 14,8 5,7 3,0 0,10 0,10 Socorro, Barao de Cocais-

MG


MG


MG


MG

S14 4,09 775,1 38 1,9 1,8 1,0 3778 15,0 6,0 3,4 0,20 0,28 Povoado

S15 4,71 772,3 40 1,8 2,1 1,0 3757 11,5 11,3 4,0 0,20 0,31 Povoado

S16 5,81 767,3 37 2,5 1,4 0,7 3234 13,6 6,6 3,6 0,30 0,39 Povoado

S17 6,90 764,2 41 3,5 0,9 0,7 2586 12,4 7,2 4,0 0,40 0,50 Povoado

S18 7,76 762,3 40 2,2 1,5 0,5 2428 9,7 3,6 2,6 0,40 0,58

S19 8,68 759,4 42 2,8 1,6 0,5 2125 10,3 3,6 2,9 0,50 0,68

S20 9,32 757,8 40 1,7 2,9 1,0 2083 9,2 6,0 3,1 0,60 0,72

S21 9,97 754,9 41 2,3 1,9 1,0 1954 9,6 6,6 2,7 0,60 0,77



Nº VALE

-

PÁGINA

76/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Nome Seção

Distância da

estrutura (km)

Perfil do

terreno (m)





(m)

Velocidade máxima

(m/s)


Vazão de pico do

hidrograma (m³/s)


inundação (m)

Velocidade máxima

(m/s)

Velocidade máxima

média (m/s)

Tempo para 2 pés

(h)


hidrograma (h)

S22 10,62 751,6 42 3,3 1,1 0,7 1864 11,5 4,2 2,2 0,70 0,87 Povoado

S23 11,26 750,3 44 2,4 1,4 0,6 1851 7,6 5,7 2,3 0,70 0,90

S24 11,64 749,2 43 1,7 2,9 2,0 1825 7,2 5,5 4,0 0,70 0,94

S25 12,21 748,2 42 2,1 1,4 0,8 1731 8,0 3,4 2,0 0,80 0,98

S26 12,73 745,8 45 2,2 2,0 1,2 1670 9,4 4,0 2,6 0,80 1,05

S27 13,17 744,5 44 2,3 2,1 1,4 1635 9,2 3,9 2,4 0,90 1,09

S28 13,78 743,1 44 2,6 2,1 1,4 1564 9,9 4,1 2,6 0,90 1,12

S29 14,14 741,4 46 3,1 1,3 0,8 1469 11,0 6,0 2,5 0,90 1,14

S30 14,88 739,7 45 3,0 1,3 0,9 1362 11,7 3,5 2,3 1,00 1,34

S31 15,55 737,3 47 3,8 1,1 0,7 1359 10,6 4,0 2,5 1,00 1,38

S32 16,03 737,0 47 3,5 1,1 0,7 1342 8,5 4,3 2,0 1,10 1,45

S35 17,84 731,9 46 4,5 0,9 0,4 1108 11,5 3,1 1,3 1,30 1,81 Barao de Cocais-MG



S38 19,40 729,9 49 3,9 0,9 0,3 1020 9,9 1,7 1,1 1,50 2,06 Barão de Cocais-MG





Nº VALE

-

PÁGINA

77/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Nome Seção

Distância da

estrutura (km)

Perfil do

terreno (m)





(m)

Velocidade máxima

(m/s)


Vazão de pico do

hidrograma (m³/s)


inundação (m)

Velocidade máxima

(m/s)

Velocidade máxima

média (m/s)

Tempo para 2 pés

(h)


hidrograma (h)






S47 22,34 722,5 51 3,3 1,6 0,3 686 9,6 3,8 1,0 1,93 2,80 Travessia MG-129


S49 23,48 719,8 51 2,9 1,8 1,1 635 7,2 5,5 3,4 2,10 3,24

S50 24,51 718,1 53 2,8 2,1 1,5 626 7,5 3,1 1,8 2,30 3,39

S51 24,78 717,6 53 2,4 2,4 1,1 629 7,2 3,2 1,4 2,32 3,41 Barra Feliz, Santa Barbara-

MG

S52 25,13 716,9 54 2,4 2,1 1,3 623 6,9 3,5 2,1 2,40 3,48 Confluência Rio Santa

Barbara


MG


MG


MG

S56 26,21 714,5 116 3,2 1,3 0,5 626 6,7 3,0 1,1 2,70 3,87

S57 26,58 713,9 116 3,6 1,0 0,6 620 7,1 1,7 1,3 2,70 3,91

S58 26,79 713,9 118 3,4 1,9 0,6 615 6,8 3,9 0,7 2,72 3,96



Nº VALE

-

PÁGINA

78/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Nome Seção

Distância da

estrutura (km)

Perfil do

terreno (m)





(m)

Velocidade máxima

(m/s)


Vazão de pico do

hidrograma (m³/s)


inundação (m)

Velocidade máxima

(m/s)

Velocidade máxima

média (m/s)

Tempo para 2 pés

(h)


hidrograma (h)

S59 27,81 712,8 117 4,0 1,1 0,7 593 7,2 2,2 1,3 2,90 4,15

S61 28,77 712,1 118 4,2 1,1 0,4 568 7,2 2,2 0,5 3,10 4,24

S62 29,78 711,1 118 5,0 0,7 0,3 535 8,0 1,8 0,5 3,20 4,49

S63 30,21 710,5 118 5,5 0,7 0,4 525 8,3 2,0 1,0 3,40 4,53

S64 30,65 710,3 118 5,6 0,8 0,4 517 8,5 2,0 1,1 3,50 4,54

S65 30,99 710,1 118 5,8 0,7 0,2 501 8,6 1,6 0,4 3,50 4,56 Santa Barbara-MG







S73 35,23 708,5 121 7,2 0,4 0,3 338 9,9 0,6 0,4 3,90 6,40

S74 35,70 708,6 121 3,8 1,3 0,9 337 5,4 2,3 1,5 3,90 6,46

S75 36,07 708,5 121 3,7 1,1 0,6 339 5,2 1,8 0,8 4,30 6,49

S92 48,83 683,4 130 - 5,3 2,7 188 0,4 7,2 4,5 7,70 13,32 UHE Peti

S95 50,96 648,5 132 2,2 4,1 1,8 200 2,6 4,3 2,1 8,80 13,76



Nº VALE

-

PÁGINA

79/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Nome Seção

Distância da

estrutura (km)

Perfil do

terreno (m)





(m)

Velocidade máxima

(m/s)


Vazão de pico do

hidrograma (m³/s)


inundação (m)

Velocidade máxima

(m/s)

Velocidade máxima

média (m/s)

Tempo para 2 pés

(h)


hidrograma (h)

S96 51,89 635,3 139 2,8 1,6 0,9 190 3,5 1,8 1,1 10,68 13,93 Casa de Força UHE Peti

S105 57,18 628,4 133 5,1 1,0 0,5 193 5,8 1,2 0,6 11,60 14,53

S108 58,27 626,8 135 6,5 0,6 0,4 194 7,2 0,7 0,5 12,30 15,06

S110 59,54 625,0 134 7,8 0,8 0,5 194 8,4 1,1 0,7 12,70 15,23 São Gonçalo do Rio Abaixo-

MG


MG


MG

S120 69,34 620,3 137 5,6 1,4 0,8 253 6,1 1,7 0,9 16,28 18,25

S-121 72,59 618,8 137 6,2 1,0 0,4 253 6,5 1,1 0,5 - 18,81 Fim da Simulação

Tabela 10.5 – Resultados notáveis nas seções de referência – Cenários B e D.

Nome Seção

Distância da

estrutura (km)

Perfil do

terreno (m)


Descrição Vazão da cheia

natural (m³/s)


(m)

Velocidade máxima

(m/s)


Vazão de pico do

hidrograma (m³/s)


inundação (m)

Velocidade máxima

(m/s)

Velocidade máxima

média (m/s)

Tempo para 2 pés

(h)


hidrograma (h)

S1 0,05 834,8 0 - 0,0 - 58041 18,1 4,4 1,0 0,00 0,01 Barragem Sul Inferior

S2 0,53 825,9 22 1,5 1,7 0,9 26116 24,2 7,1 2,2 0,10 0,02



Nº VALE

-

PÁGINA

80/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Nome Seção

Distância da

estrutura (km)

Perfil do

terreno (m)



natural (m³/s)


(m)

Velocidade máxima

(m/s)


Vazão de pico do

hidrograma (m³/s)


inundação (m)

Velocidade máxima

(m/s)

Velocidade máxima

média (m/s)

Tempo para 2 pés

(h)


hidrograma (h)

S3 0,91 809,7 21 0,8 2,2 1,1 22635 19,5 10,3 3,4 0,10 0,03

S10 1,89 788,2 74 2,2 3,1 0,8 7495 14,9 5,7 3,0 0,10 0,10 Socorro, Barão de Cocais-

MG


MG


MG


MG

S14 4,09 775,1 81 2,7 2,2 1,1 3855 15,2 5,8 3,3 0,20 0,27 Povoado

S15 4,71 772,3 86 2,4 2,9 1,1 3830 11,7 11,1 3,9 0,20 0,31 Povoado

S16 5,81 767,3 81 3,7 1,5 0,7 3309 13,8 6,5 3,6 0,30 0,39 Povoado

S17 6,90 764,2 89 4,5 1,3 0,9 2667 12,5 7,2 4,1 0,40 0,50 Povoado

S18 7,76 762,3 87 2,7 1,7 0,7 2518 9,8 3,6 2,6 0,40 0,57

S19 8,68 759,4 89 3,5 1,8 0,8 2211 10,5 3,6 2,9 0,50 0,67

S20 9,32 757,8 87 2,3 3,4 1,7 2165 9,4 5,8 3,0 0,52 0,71

S21 9,97 754,9 90 3,1 2,5 1,2 2028 9,8 6,3 2,7 0,60 0,76

S22 10,62 751,6 93 4,3 1,7 1,0 1952 11,6 4,3 2,3 0,60 0,86 Povoado

S23 11,26 750,3 95 3,0 1,6 0,9 1939 7,8 6,1 2,5 0,70 0,90



Nº VALE

-

PÁGINA

81/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Nome Seção

Distância da

estrutura (km)

Perfil do

terreno (m)



natural (m³/s)


(m)

Velocidade máxima

(m/s)


Vazão de pico do

hidrograma (m³/s)


inundação (m)

Velocidade máxima

(m/s)

Velocidade máxima

média (m/s)

Tempo para 2 pés

(h)


hidrograma (h)

S24 11,64 749,2 92 2,3 3,6 1,6 1913 7,3 5,6 4,1 0,70 0,92

S25 12,21 748,2 94 2,8 1,3 1,0 1819 8,1 3,5 2,1 0,80 0,98

S26 12,73 745,8 100 3,2 2,2 1,2 1763 9,6 4,0 2,6 0,80 1,04

S27 13,17 744,5 98 3,3 2,3 1,0 1732 9,4 4,0 2,4 0,80 1,07

S28 13,78 743,1 98 3,5 2,3 1,3 1644 10,2 4,2 2,5 0,90 1,09

S29 14,14 741,4 101 4,2 1,5 0,9 1541 11,4 5,5 2,3 0,90 1,11

S30 14,88 739,7 100 4,0 2,0 1,1 1444 12,0 3,2 2,3 0,90 1,34

S31 15,55 737,3 106 4,6 1,8 0,8 1449 10,9 4,4 2,6 1,00 1,37

S32 16,03 737,0 105 4,2 1,7 0,9 1431 8,6 4,4 2,1 1,06 1,43









Nº VALE

-

PÁGINA

82/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Nome Seção

Distância da

estrutura (km)

Perfil do

terreno (m)



natural (m³/s)


(m)

Velocidade máxima

(m/s)


Vazão de pico do

hidrograma (m³/s)


inundação (m)

Velocidade máxima

(m/s)

Velocidade máxima

média (m/s)

Tempo para 2 pés

(h)


hidrograma (h)








S49 23,48 719,8 116 4,3 2,1 1,3 727 7,7 5,8 3,5 2,20 3,14

S50 24,51 718,1 122 4,2 2,7 1,1 711 7,9 2,7 1,9 2,25 3,27


MG

S52 25,13 716,9 123 4,2 2,1 1,1 707 7,3 3,5 2,2 2,40 3,34 Confluência Rio Santa

Barbara


MG


MG


MG

S56 26,21 714,5 311 5,5 1,7 0,6 827 7,7 3,1 1,1 2,70 3,69



Nº VALE

-

PÁGINA

83/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Nome Seção

Distância da

estrutura (km)

Perfil do

terreno (m)



natural (m³/s)


(m)

Velocidade máxima

(m/s)


Vazão de pico do

hidrograma (m³/s)


inundação (m)

Velocidade máxima

(m/s)

Velocidade máxima

média (m/s)

Tempo para 2 pés

(h)


hidrograma (h)

S57 26,58 713,9 311 6,0 1,1 0,8 821 8,2 1,7 1,3 2,70 3,71

S58 26,79 713,9 314 5,8 1,7 0,4 816 8,0 2,3 0,5 2,80 3,74

S59 27,81 712,8 315 6,5 1,3 0,8 791 8,6 2,1 1,1 2,90 3,90

S61 28,77 712,1 315 6,9 1,0 0,2 759 8,8 1,7 0,5 3,10 4,02

S62 29,78 711,1 319 7,8 1,0 0,3 720 9,7 1,8 0,5 3,20 4,17

S63 30,21 710,5 319 8,2 1,1 0,6 708 10,1 1,9 1,0 3,40 4,23

S64 30,65 710,3 319 8,4 1,0 0,6 701 10,2 1,7 0,9 3,50 4,25








S73 35,23 708,5 328 9,8 0,6 0,4 565 11,7 0,8 0,6 3,70 5,85



Nº VALE

-

PÁGINA

84/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Nome Seção

Distância da

estrutura (km)

Perfil do

terreno (m)



natural (m³/s)


(m)

Velocidade máxima

(m/s)


Vazão de pico do

hidrograma (m³/s)


inundação (m)

Velocidade máxima

(m/s)

Velocidade máxima

média (m/s)

Tempo para 2 pés

(h)


hidrograma (h)

S74 35,70 708,6 327 5,4 2,2 1,4 562 6,6 2,9 1,9 3,70 5,91

S75 36,07 708,5 331 5,2 1,7 0,8 567 6,3 2,3 1,0 4,24 5,91

S92 48,83 683,4 355 1,9 4,0 2,7 516 3,2 5,0 2,9 6,48 9,64 UHE Peti

S95 50,96 648,5 376 3,3 5,3 2,9 554 3,4 7,3 4,1 6,80 9,79

S96 51,89 635,3 359 5,2 2,1 1,3 517 6,4 2,3 1,4 7,78 10,06 Casa de Força UHE Peti

S105 57,18 628,4 370 7,5 1,4 0,7 522 8,5 1,5 0,9 8,50 10,88

S108 58,27 626,8 370 8,9 0,9 0,5 522 9,9 1,1 0,6 8,80 11,03


MG


MG


MG

S120 69,34 620,3 579 8,6 2,2 1,1 712 9,4 2,3 1,2 12,42 13,96

S-121 72,59 618,8 579 8,4 1,6 1,55 707 8,9 1,7 0,8 - 14,87 Fim da Simulação



Nº VALE

-

PÁGINA

85/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 10.6 – Hidrogramas propagados nas seções de referência ao longo do trecho de simulação – Cenário C (dia seco).



Nº VALE

-

PÁGINA

86/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 10.7 (Continuação) – Hidrogramas propagados nas seções de referência ao longo do trecho de simulação – Cenário C (dia seco).



Nº VALE

-

PÁGINA

87/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 10.8 – Hidrogramas propagados nas seções de referência ao longo do trecho de simulação – Cenário D (dia chuvoso).



Nº VALE

-

PÁGINA

88/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 10.9 (Continuação) – Hidrogramas propagados nas seções de referência ao longo do trecho de simulação – Cenário D (dia chuvoso).



Nº VALE

-

PÁGINA

89/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Os hidrogramas apresentados nos gráficos da Figura 10.6 e da Figura 10.8 demonstram a consistência do padrão de amortecimento dos picos ao longo das seções de referência.

Os hidrogramas comportaram-se de maneira coerente, apresentando tempos de pico menores do que a recessão, abatimento cadenciado dos picos e contínua translação no tempo. Evidencia-se também o progressivo aumento das vazões de base dos hidrogramas remetendo à progressão em marcha das vazões das cheias naturais simuladas em regime de escoamento permanente. Nitidamente, observa-se que a variação da magnitude das vazões de pico nos trechos mais a jusante deve-se muito mais à diferença de vazões da cheia natural do que ao hidrograma de ruptura.

Na Figura 10.10 e na Figura 10.11, apresentam-se comparativos do comportamento de abatimento do pico do hidrograma e tempos notáveis entre os Cenários C e D.

Figura 10.10 – Abatimento do pico do hidrograma e tempos notáveis – Cenário C (dia seco).



Nº VALE

-

PÁGINA

90/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 10.11 – Abatimento do pico do hidrograma e tempos notáveis – Cenário D (dia chuvoso).

As simulações dos Cenários C e D demonstraram um intenso abatimento do pico do hidrograma de ruptura nos primeiros quilômetros a jusante da Barragem Sul Superior.

No trecho compreendido entre a Barragem Sul Superior e o Rio Barão dos Cocais os picos dos hidrogramas foram amortecidos de 57.973 m³/s e 58.041 m³/s para 7.405 m³/s e 7.495 m³/s, considerando os Cenários C e D, respectivamente.

Até a confluência com o rio Santa Bárbara (seção S-51) os valores das vazões de pico dos hidrogramas nos Cenários C e D são praticamente idênticos, assim como os potenciais impactos promovidos por eles. A mesma semelhança é constatada quando se avaliam os tempos para 2 pés e tempos de pico do hidrograma.

Com relação aos tempos de chegada da onda, verificou-se para os primeiros 20 km percorridos pela onda um tempo de pico de aproximadamente 2 h, correspondente à uma



Nº VALE

-

PÁGINA

91/105 Nº POTAMOS


REV.

1

velocidade máxima de transporte da onda de 2,5 m/s. A partir desse ponto, a onda percorreu adicionais 50 km, até jusante da confluência do rio Uma, em aproximadamente 10 h (Cenário D) a 14 h (Cenário C), com uma velocidade média de transporte de 7 m/s a 9 m/s, para os Cenários C e D, respectivamente.

Conforme apontado anteriormente, as diferenças entre os parâmetros de inundação ficam tão mais evidentes quanto maior a diferença entre as condições hidrológicas antecedentes no vale a jusante.

Adicionalmente, quanto mais se caminha para jusante o hidrograma de ruptura apresenta uma tendência a se estabilizar e atingir um patamar mínimo para o qual o nível de energia cinética se equilibra com a capacidade de descarga do curso de água.

Nos gráficos observados nas Figura 10.12 e na Figura 10.13 o abatimento do pico do hidrograma estabelece sua convergência para valores semelhantes a partir da seção S-47 tanto para o Cenário C quanto para o Cenário D.

Outro resultado interpretado a partir da observação das séries de tempo é o da dilatação do tempo de base do hidrograma. Com o avanço da onda para jusante, observa-se o deslocamento, ou retardo do tempo de pico, em relação ao tempo de chegada da onda. Esse fenômeno denota a dilatação do tempo de base do hidrograma de ruptura e o seu consequente amortecimento.



Nº VALE

-

PÁGINA

92/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 10.12 – Profundidade máxima estimada da inundação – Cenário C (dia seco).



Nº VALE

-

PÁGINA

93/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 10.13 – Profundidade máxima estimada da inundação – Cenário D (dia chuvoso).



Nº VALE

-

PÁGINA

94/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 10.14 – Velocidade máxima nas seções de referência – Cenário C (dia seco).



Nº VALE

-

PÁGINA

95/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Figura 10.15 – Velocidade máxima nas seções de referência – Cenário D (dia chuvoso).

No âmbito da modelagem hidráulica bidimensional, os gráficos de profundidade máxima da inundação (Figura 10.12 e Figura 10.13) e velocidade máxima nas seções de referência (Figura 10.14 e Figura 10.15) devem ser interpretados com cautela, uma vez que sintetizam os resultados de um alinhamento do curso de água que não necessariamente representa a realidade distribuída no espaço da inundação.

Todavia as informações desses gráficos auxiliam na compreensão do fenômeno e na identificação de tendências esperadas.

Por exemplo, a redução gradual das profundidades máximas da inundação com o afastamento da origem da onda de cheia e consequente convergência das profundidades dos Cenários C e D para os patamares de profundidades dos Cenários A e B são comportamentos esperados nesse tipo de fenômeno, devido ao reservatório da UHE Peti.



Nº VALE

-

PÁGINA

96/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Destaca-se o comportamento das velocidades nos Cenários C e D atribuído ao efeito de amortecimento do reservatório da UHE Peti, responsável por uma desaceleração abrupta do escoamento até o km 35.

Imediatamente a jusante da UHE Peti, percebe-se que as velocidades máximas são intensificadas em virtude da aceleração provocada pela transformação de energia potencial (montante barragem) em energia cinética (jusante barragem).

10.4 REQUISITOS DO CRITÉRIO DE PARADA

Os requisitos do critério de parada das simulações, descritos no item 9.5.4, foram analisados com vistas à avaliação do potencial de dano incremental decorrente do trânsito da onda de ruptura.

No trecho final da malha de simulação as variações na elevação da inundação ultrapassaram o limite de 60 cm pré-definido.

Apresentam-se na Figura 10.16 os níveis máximos das inundações registradas em cada cenário para a seção de referência S-120.

Figura 10.16 – Profundidades da inundação no trecho final da simulação.



Nº VALE

-

PÁGINA

97/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Conforme esperado, os resultados apresentados na Figura 10.16 demonstram que o dano incremental da inundação potencial decorrente da ruptura hipotética da Barragem Sul Superior é maior quando se propaga o hidrograma sobre a cheia natural de TR 100 anos.

Verifica-se que a sobrelevação das inundações dos Cenários C e D em relação aos Cenários A e B, respectivamente, foi de 0,57 m e 0,75 m.

Apesar de a diferença vertical ter extrapolado o critério de sobrelevação máxima de 60 cm (Cenário D), verificou-se em planta, e na seção S-120 que o potencial de inundação do hidrograma propagado até o trecho final do modelo não ultrapassa em níveis consideráveis o limite da envoltória de inundação das cheias naturais. Ademais, imediatamente a jusante desse trecho encontra-se o reservatório da Barragem São Gonçalo que proporcionaria um abatimento ainda maior da inundação.



Nº VALE

-

PÁGINA

98/105 Nº POTAMOS


REV.

1

10.5 DESCRIÇÃO RESUMIDA DO POTENCIAL DE INUNDAÇÃO

Dentre os impactos ou danos potenciais identificados ao longo do trecho simulado, a serem objeto de mapeamento mais detalhado na etapa de valoração das consequências, destacam-se:

Inundação generalizada de áreas rurais e urbanas com graves potenciais de danos estruturais e perda de vidas humanas;

Problemas relacionados ao abastecimento de água nas comunidades ribeirinhas e irrigação nas regiões abastecidas;

Possíveis interrupções nos acessos locais de terra, rodovias, linha de transmissão e no fornecimento de energia elétrica;

Possibilidade de danos estruturais em pontes e travessias importantes nos municípios de Barão dos Cocais, Santa Barbara, São Gonçalo do rio Abaixo;

Impactos em APP – Área de Preservação Permanente, nas faixas marginais ao leito dos cursos de água;

Assoreamento de cursos de água a jusante, com deposição de rejeitos no leito e planícies de inundação e possível alteração da calha principal de cursos de água;

Alteração ou remoção da camada vegetal e do habitat, remoção do solo de cobertura, deposição de rejeitos e demais prejuízos à fauna e flora características da região.

10.6 MAPAS DE INUNDAÇÃO

Apresentam-se na Tabela 10.6 uma lista de referência para os mapas apresentados nos apêndices desse relatório.

Tabela 10.6 – Lista dos mapas apresentados nos Apêndices.

Desenho nº Título

APÊNDICE A - MAPA DE ENVOLTÓRIA MÁXIMA DE INUNDAÇÃO

POTVAL01G1-1-TC-DES-0013 COMPLEXO MINAS CENTRAIS - MINA GONGO SOCO - BARRAGEM SUL SUPERIOR - ESTUDO DE CENÁRIOS (DAM BREAK) - MAPA DE ENVOLTÓRIA MÁXIMA DE INUNDAÇÃO - CENÁRIO A - CHEIA NATURAL (TR 2 ANOS)

POTVAL01G1-1-TC-DES-0014 COMPLEXO MINAS CENTRAIS - MINA GONGO SOCO - BARRAGEM SUL SUPERIOR - ESTUDO DE CENÁRIOS (DAM BREAK) - MAPA DE ENVOLTÓRIA MÁXIMA DE INUNDAÇÃO - CENÁRIO B - CHEIA NATURAL (TR 100 ANOS)

POTVAL01G1-1-TC-DES-0015 COMPLEXO MINAS CENTRAIS - MINA GONGO SOCO - BARRAGEM SUL SUPERIOR - ESTUDO DE CENÁRIOS (DAM BREAK) - MAPA DE ENVOLTÓRIA MÁXIMA DE INUNDAÇÃO - CENÁRIO C - RUPTURA EM DIA SECO



Nº VALE

-

PÁGINA

99/105 Nº POTAMOS


REV.

1

Desenho nº Título

POTVAL01G1-1-TC-DES-0017 COMPLEXO MINAS CENTRAIS - MINA GONGO SOCO - BARRAGEM SUL SUPERIOR - ESTUDO DE CENÁRIOS (DAM BREAK) - MAPA DE ENVOLTÓRIA MÁXIMA DE INUNDAÇÃO - CENÁRIO D - RUPTURA EM DIA CHUVOSO

APÊNDICE B - MAPA DE CLASSIFICAÇÃO DO RISCO HIDRODINÂMICO

POTVAL01G1-1-TC-DES-0016 COMPLEXO MINAS CENTRAIS - MINA GONGO SOCO - BARRAGEM SUL SUPERIOR - ESTUDO DE CENÁRIOS (DAM BREAK) - MAPA DE RISCO HIDRODINÂMICO - CENÁRIO C - RUPTURA EM DIA SECO

POTVAL01G1-1-TC-DES-0018 COMPLEXO MINAS CENTRAIS - MINA GONGO SOCO - BARRAGEM SUL SUPERIOR - ESTUDO DE CENÁRIOS (DAM BREAK) - MAPA DE RISCO HIDRODINÂMICO - CENÁRIO D - RUPTURA EM DIA CHUVOSO



Nº VALE

-

PÁGINA

100/105 Nº POTAMOS


REV.

1

11.0 CONSIDERAÇÕES FINAIS

As simulações empreendidas neste estudo consideraram o cenário atual para a Barragem Sul Superior e permitiram a definição dos parâmetros mais importantes do mapeamento do potencial de inundação no âmbito dos estudos de dam break: tempos de chegada da frente de onda, profundidades e velocidades do escoamento.

Os resultados apresentados para os cenários de simulação serão aplicados para a devida parametrização da inundação potencial e para subsidiar as futuras etapas do trabalho, de valoração de consequências e de cálculo de risco monetizado da Barragem Sul Superior, quanto à eventualidade de uma ruptura de seu maciço.

Destaca-se também a importância de se avaliarem os impactos desse estudo na revisão do Plano de Ações Emergenciais já existentes.

As simulações foram interrompidas no rio Santa Barbara a montante do reservatório da Barragem São Gonçalo, por apresentarem evidências de que o potencial esperado de dano da inundação decorrente de uma ruptura da Barragem Sul Superior não superará o potencial de dano inerente à cheia natural de referência, ainda que o critério de parada não tenha sido plenamente atendido.

Nesse contexto, salienta-se a importância para a VALE de quantificar as parcelas da inundação devidas ao acidente e à ocorrência de eventos naturais extremos.

No âmbito da bacia hidrográfica do Santa Barbara identificam-se áreas de risco susceptíveis a inundações de recorrência ordinária. As simulações das cheias naturais de TR 2 e 100 anos proporcionaram uma visão panorâmica dessa condição, evidenciando um padrão de concorrência do uso e ocupação do espaço urbano com as planícies naturais reservadas às eventuais cheias naturais.

Por fim, cabe destacar que não foi escopo deste projeto a elaboração de estudo sedimentológico, para avaliação das consequências da propagação da descarga sólida ao longo do curso d’água a jusante da Barragem Sul Superior, em caso de ruptura. Portanto, os mapas resultantes, apresentados em apêndice deste documento, não representam o eventual aumento da turbidez ao longo do corpo hídrico a jusante da barragem em questão.



Nº VALE

-

PÁGINA

101/105 Nº POTAMOS


REV.

1

12.0 REFERÊNCIAS BERNEDO, C. E.; JULIEN. P.; LEON, A. 2011. Dam Breach Analysis in Tailings Storage Facilities (TMF). ASCE World Environmental and Water Resources Congress, Palm Springs, California, 2011. BUREAU OF RECLAMATION (1987). Design of Small Dams. 3º Edition, United States Department of the Interior, Water Resources Technical Publication. CANADIAN DAM ASSOCIATION - CDA (2014). Technical Bulletin: Application of Dam Safety Guidelines to Mining Dams, 2014. CHOW, V.; MAIDMENT, D; MAYS, L. (1988). Applied hydrology. McGraw-Hill, 572 p., New York. CPRM (2001). Regionalização de Vazões das Sub-bacias 40 e 41 – Alto São Francisco. Convênio 015/2000 ANEEL - 013/CPRM/2000, Belo Horizonte, 2001. DALRYMPLE, T. (1960). Flood-frequency analyses, Manual of Hydrology: Part 3, Water Supply Paper. FEMA – Federal Emergency Management Agency. Federal Guidelines for Inundation Mapping of

Flood Risks Associated with Dam Incidents and Failures, First Edition, P-946, 2013.

Federal Energy Regulatory Commission (FERC). 1993. Engineering Guidelines for the Evaluation of

Hydropower Projects.

FROEHLICH, D. C. Embankment dam breach parameters and their uncertainties. Journal of Hydraulic Engineering, v. 134, n. 12, p. 1708-1721, December, 2008. HUNGR, O. A model for the runout analysis of rapid flow slides, debris flows and avalanches. Canadian Geotechnical Journal, 32, pgs610-623, 1995. JEYAPALAN, J. K.; DUNCAN, J. M.; SEED, H. B. Analyses of flow failures of mine tailing dams.

Journal of Geotechnical Engineering, v. 109, n. 2, p. 150 – 171, February, 1983. LUCIA, P. Review of experiences with flow failures of tailings dams and waste impoundments. 1981. 228 f.. PhD. Dissertation – University of California, Berkeley, 1981. MARTIN, V.; FONTAINE, D.; CATHCART, J. Challenges with conducting tailings dam breach studies. Proceedings of Tailings and Mine Waste 2015 Conference, Vancouver, Canada. 2015. MURILLO, J.; GARCÍA-NAVARRO, P.; BURGUETE, J. (2012). Wave Riemann description of friction terms in unsteady shallow flows: Application to water and mud/debris floods, Journal of Computational Physics 231, 1963–2001.



Nº VALE

-

PÁGINA

102/105 Nº POTAMOS


REV.

1

NRCS (2004). Hydrology, National Engineering Handbook – Part 630, Natural Resources Conservation Service, USDA, Washington. O’BRIEN, J. S.; JULIEN, P. Y. Physical properties and mechanics of hyperconcentrated sediment

flows. In: SPECIALTY CONFERENCE - DELINEATION OF LANDSLIDE, FLASH FLOOD AND

DEBRIS FLOW HAZARDS IN UTAH, 1984, Logan. Proceedings… Utah: Utah State University,

1985. p. 260-279.

PINHEIRO, M. C. (2000). Modelação matemática do escoamento e caracterização geométrica da morfologia fluvial: subsídios para a navegação e a operação de reservatórios. Tese - Universidade Federal do Rio de Janeiro, COPPE, 2000. PINHEIRO, M. C. (2011). Diretrizes para Elaboração de Estudos Hidrológicos e Dimensionamentos Hidráulicos em Obras de Mineração. Porto Alegre: ABRH, 2011. 308 p. PORTO, R. (2006). Hidráulica Básica. 4ª Edição, Escola de Engenharia de São Carlos/USP. Proj-RL-1850PI-X-30547 Rev.1. Relatório Técnico: Projeto Detalhado – Barragens – Alteamento El. 1300. VOGBR, 2013. RICO, M.; BENITO, G.; DÍEZ-HERRERO. Floods from tailings dam failures. Journal of Hazardous Materials, v. 154, p. 79-87, October, 2007.

RESCDAM. “Development of Rescue Actions Based on Dam-Break Flood Analysis”. União Européia, Finlândia. Junho, 2001. ROCHA, F. F. Retroanálise da ruptura da Barragem São Francisco – Miraí, Minas Gerais, Brasil. 2015. 200 f.. Dissertação (Mestrado em Saneamento, Meio Ambiente e Recursos Hídricos) – Escola de Engenharia, Universidade Federal de Minas Gerais, Belo Horizonte, 2015. SUPHUNVORRANOP, T. (1985). A Guide to SCS Runoff Procedures. Technical Publication Nº 85-5. Department of Water Resources St. Johns River Water Management District, Palatka, Florida. TAGUCHI, G. Fault Tree Analysis of Slurry and Dewatered Tailings Management – A Frame Work. Dissertação de Mestrado, University of British Columbia, Canadá, 89 p. 2014. VICK, S. G. Analyses of flow failures of mine tailings dams and investigation of flow failures of

tailings dams, Journal of Geotechnical Engineering, v.110, p. 454-456, 1984.

VICK, S. (1991). Inundation risk from tailing dam flow failures. In: IX PANAMERICAN

CONFERENCE ON SOIL MECHANICS AND FOUNDATION ENGINEERING, 1991, Santiago.

Proceedings… Santiago: Sociedad Chilena de Geotecnia, 1991.



Nº VALE

-

PÁGINA

103/105 Nº POTAMOS


REV.

1

WAHL, T. L. Uncertainty of predictions of embankment dam breach parameters. Journal of Hydraulic Engineering, v. 130, n. 5, p. 389-397, May, 2004.



Nº VALE

-

PÁGINA

104/105 Nº POTAMOS


REV.

1



POTVAL01G1-1-TC-DES-0013 COMPLEXO MINAS CENTRAIS - MINA GONGO SOCO - BARRAGEM SUL SUPERIOR - ESTUDO DE CENÁRIOS (DAM BREAK) - MAPA DE ENVOLTÓRIA MÁXIMA DE INUNDAÇÃO - CENÁRIO A - CHEIA NATURAL (TR 2 ANOS)

POTVAL01G1-1-TC-DES-0014 COMPLEXO MINAS CENTRAIS - MINA GONGO SOCO - BARRAGEM SUL SUPERIOR - ESTUDO DE CENÁRIOS (DAM BREAK) - MAPA DE ENVOLTÓRIA MÁXIMA DE INUNDAÇÃO - CENÁRIO B - CHEIA NATURAL (TR 100 ANOS)

POTVAL01G1-1-TC-DES-0015 COMPLEXO MINAS CENTRAIS - MINA GONGO SOCO - BARRAGEM SUL SUPERIOR - ESTUDO DE CENÁRIOS (DAM BREAK) - MAPA DE ENVOLTÓRIA MÁXIMA DE INUNDAÇÃO - CENÁRIO C - RUPTURA EM DIA SECO

POTVAL01G1-1-TC-DES-0017 COMPLEXO MINAS CENTRAIS - MINA GONGO SOCO - BARRAGEM SUL SUPERIOR - ESTUDO DE CENÁRIOS (DAM BREAK) - MAPA DE ENVOLTÓRIA MÁXIMA DE INUNDAÇÃO - CENÁRIO D - RUPTURA EM DIA CHUVOSO



Nº VALE

-

PÁGINA

105/105 Nº POTAMOS


REV.

1



POTVAL01G1-1-TC-DES-0016 COMPLEXO MINAS CENTRAIS - MINA GONGO SOCO - BARRAGEM SUL SUPERIOR - ESTUDO DE CENÁRIOS (DAM BREAK) - MAPA DE RISCO HIDRODINÂMICO - CENÁRIO C - RUPTURA EM DIA SECO

POTVAL01G1-1-TC-DES-0018 COMPLEXO MINAS CENTRAIS - MINA GONGO SOCO - BARRAGEM SUL SUPERIOR - ESTUDO DE CENÁRIOS (DAM BREAK) - MAPA DE RISCO HIDRODINÂMICO - CENÁRIO D - RUPTURA EM DIA CHUVOSO

rev. te descrição por ver. apr. aut. data · gerência de geotecnia, hidrogeologia e fechamento...

Documents