ANÁLISES TENSÃO-DEFORMAÇÃO DA RUTPURA POR FLAMBAGEM EM
TALUDES DE FILITO
Pereira, Luana Cláudia
Mestranda - N€cleo de Geotecnia da Escola de Minas – NUGEO/UFOP
Lana, Milene Sabino
Professora Associada do Departamento de Engenharia de Minas – DEMIN/UFOP
[email protected]
RESUMO
No presente estudo avaliou-se a possibilidade de ruptura por flambagem em taludes de
filito, que ocorrem em minas a c‚u aberto tƒpicas do Quadril„tero Ferrƒfero (MG). An„lises
tens…o – deforma†…o utilizando o programa de elementos finitos Phase2 foram empregadas.
V„rias se†‡es hipot‚ticas representativas de taludes foram criadas no intuito de reproduzir as
condi†‡es existentes em cavas finais. Simula†‡es el„sticas e pl„sticas foram realizadas.
Nestas, parˆmetros de resist‰ncia e deformabilidade foram analisados tendo por objetivo
entender a influ‰ncia destes no mecanismo de ruptura por flambagem. De posse dos
resultados obtidos, fez-se uma an„lise do efeito do abatimento do ˆngulo do talude para
verificar sua influ‰ncia na estabilidade do talude. O talude de 60Š foi abatido para 50Š e na
seq‹‰ncia para 40Š. O presente trabalho possibilitou um melhor entendimento da ruptura por
flambagem.
Palavras - chave: Flambagem; modelagem num‚rica; an„lise tens…o – deforma†…o.
ABSTRACT
The possibility of buckling failure in typical open pit mine slopes in phyllites of
Quadril„tero Ferrƒfero (MG) was evaluated in this work. Stress-strain analyses with the finite
element software Phase2 were used. Many hypothetical representative sections of slopes were
created in order to reproduce the actual conditions in final open pit mines. Elastic and plastic
simulations have been done. In these simulations, strength and deformability parameters were
analyzed in order to understand their influence in buckling failure mechanism. Based on the
results of these analyses, the effect of the slope face reduction in slope stability was studied.
The slope angle was reduced from 60Š to 50Š and in the sequence to 40Š. This work has been
an important contribution to establish the basic conditions for buckling failure, as the
knowledge about this failure mechanism is scarce.
Key words: Buckling, numerical model, stress-strain analysis
INTRODUÇÃO
No Estado de Minas Gerais está localizado o Quadrilátero Ferrífero (QF), uma
importante província aurífera e ferrífera. Esta possui uma grande complexidade geológicoestrutural, o que permite o desenvolvimento de diversos tipos de mecanismos de ruptura
envolvendo descontinuidades estruturais, dentre estas a flambagem. De acordo com Diláscio
(2004) a maior parte da lapa do minério de ferro extraído em todo o QF provém de filitos, dos
Grupos Itabira e Caraça, em associação com xistos do Grupo Nova Lima. A formação
ferrífera configura um grande aqüífero de caráter regional, logo as rochas imediatamente
abaixo dela se apresentam alteradas ainda que em grandes profundidades, dando origem a
maciços rochosos de baixa resistência. Os taludes escavados neste tipo de material podem
sofrer diferentes tipos de ruptura, dentre elas a flambagem. A extração de ouro é realizada em
xistos do Grupo Nova Lima. Neste caso, também se configura a possibilidade de ocorrência
de flambagem.
Neste estudo o mecanismo de ruptura por flambagem, observado em taludes finais de
filito em minas a céu-aberto, no QF, foi estudado. Taludes hipotéticos de cava final foram
utilizados, com alturas compatíveis com as minas a céu-aberto da região e maciço com
características de resistência e deformabilidade típicas dos filitos da área em estudo.
Buscando uma melhor compreensão do mecanismo de ruptura por flambagem,
análises tensão-deformação foram realizadas com os modelos hipotéticos construídos,
utilizando-se o programa de elementos finitos Phase2 versão 6.0 e 7.0, da Rocscience, Canadá.
De acordo com Sjörberg (1999), a análise tensão-deformação permite o estudo de
mecanismos de ruptura complexos, que envolvem ruptura segundo a rocha ou combinada
(ruptura que envolve descontinuidades e rochas) e, que apresentem significativa deformação.
Além disso, possibilita a identificação dos fatores que desencadeiam a ruptura.
Foram feitas análises paramétricas variando alguns dados de entrada, como altura do
talude, estado de tensões in situ, parâmetros de resistência, dentre outros, com o objetivo de
analisar a influência destes fatores no desenvolvimento do mecanismo de ruptura por
flambagem em taludes finais de cava, escavados em filito. Os parâmetros de deformabilidade
e resistência do material foram estabelecidos com base em trabalhos anteriores, através de
ensaios físicos e retroanálises de estudos de casos no QF, como em Lopes (2006) e Lopes et al
(2007).
Os modelos foram construídos de forma a representarem situações típicas observadas
em taludes finais de minas a céu-aberto de ferro no QF.
RUPTURA POR FLAMA BAGEM (BUCK LING)
A flambagem é um mecanismo de ruptura típico de rochas sedimentares estratificadas,
Figura 1. Os planos de acamamento podem separar lâminas e a flambagem pode ser induzida
por forças externas tais como: pressão da água, concentração de tensão no plano da fatia ou o
peso da própria lâmina (Diláscio, 2004). Este tipo de ruptura também pode ocorrer em rochas
metamórficas, como por exemplo, filitos nos quais a clivagem ou a xistosidade é acentuada e
regular (Froldi e Lunardi, 1995); este caso tem sido observado no QF.
Segundo Giani (1992), a ruptura por flambagem pode ocorrer quando as
descontinuidades presentes na rocha são aproximadamente paralelas à face do talude, de
maneira que possa ocorrer a separação de fatias delgadas da massa rochosa. Outro
condicionante importante é em relação ao mergulho das descontinuidades que deve ser igual
ou superior ao do talude.
O mecanismo de flambagem ocorre quando há condições cinemáticas favoráveis
(equações 1 e 2). É muito comum a formação gradual de fendas de tração atrás da crista do
talude, e indução de deformação na parte inferior do talude (embarrigamento).
A condição cinemática é apresentada a seguir:
p  
e

p

(Equações 1 e 2)
Onde:  p = caimento do pólo da descontinuidade;
 = ângulo de mergulho da face do talude;
 = ângulo de atrito da descontinuidade;

p
= ângulo de mergulho da descontinuidade.
Figura 1. Talude em um maciço rochoso foliado: (a) tombamento flexural e (b) ruptura
por flambagem
Fonte: Adhikary et. al, 2001
Sjöeberg (1999) relata que a ruptura por flambagem pode ser originada caso as tensões
axiais na placa rochosa sejam altas e a coluna muito fina em relação ao seu comprimento.
Segundo Kutter apud Froldi e Lunardi (1995) uma série de fatores pode afetar a
flambagem, dentre eles:
 A presença de juntas subparalelas cortando as lâminas com baixo mergulho;

A presen†a de ondula†…o e rugosidade das descontinuidades principais;
 Resist‰ncia e possƒveis escorregamentos pr‚vios ao longo das descontinuidades.
Cavers (1981) apud Adhikary et. al (2001) derivou uma express…o, Equa†…o 3, com base
na teoria de Euler, para a altura crƒtica do talude para ocorr‰ncia de flambagem. O autor
propŒs uma express…o para determinar parˆmetros de carregamento crƒtico (γH3 /Eh2 ), levando
em considera†…o que somente uma por†…o da camada rochosa, prŽxima ao p‚ do talude,
estaria sujeita • flambagem; o restante da camada teria a fun†…o de fornecer carga axial para o
processo de deforma†…o.
ℎ
=
2,25
(
−
∅ )
(Equa†…o 3)
Onde: γ = peso especƒfico da camada de rocha
E = mŽdulo de elasticidade
H = altura do talude
h = espa†amento das juntas
∅ = ˆngulo de atrito da junta
α = ˆngulo do talude
Adhikary et. al (2001) utilizando a teoria de Cosserat (1909) computaram fatores de
carregamento crƒtico para taludes escavados em rochas foliadas, atrav‚s do programa
AFENA, o que possibilitou a cria†…o de um „baco que relaciona o ˆngulo do talude (varia de
60 a 90Š), o fator de carregamento crƒtico (varia de 0,1 a 100) e o ˆngulo de atrito da
descontinuidade (0, 10, 20 e 30Š), Figura 2. Por‚m n…o considera a exist‰ncia de poro-press…o
e de descontinuidades que cortam a folia†…o.
Figura 2. ‘baco criado por Adhikary et. al (2001)
Uma considera†…o cuidadosa e indispens„vel precisa tamb‚m ser dada para a
possibilidade de outros tipos de ruptura precederem a ruptura por flambagem. Baseado nisto,
Adhikary et. al (2001) obtiveram uma express…o para o espa†amento limite entre camadas
necess„rio para produzir ruptura por flambagem para um talude particular, se a altura crƒtica
for atingida, Equa†…o 4.
2
2 1   c   c 
h  A    E 
   
(Equa†…o 4)
Onde: h = espa†amento das juntas
A = fator de carregamento crƒtico
σ c = resist‰ncia a compress…o uniaxial
γ = peso especƒfico da rocha
E = mŽdulo de elasticidade
MODELO COMPUTACIONAL
Optou-se por um modelo bidimensional e pela utiliza†…o do programa de elementos
finitos Phase2 6.0 e 7.0 da Rocscience (Canad„). As se†‡es dos taludes analisadas tiveram a
altura arbitrada em fun†…o do objetivo do trabalho – an„lises de estabilidade de taludes finais
de minera†…o. Logo, trabalhou-se com taludes de 100, 200, 300, 400 e 500 metros de altura e
inclina†…o de 60Š. As se†‡es foram criadas no software AutoCad 2008 e importadas para o
Phase2 .
O m‚todo escolhido utiliza uma abordagem para meios contƒnuos. Por‚m, as
descontinuidades principais foram inseridas no modelo como elementos de junta, pelo fato do
mecanismo de ruptura ser condicionado por tais estruturas. As descontinuidades de folia†…o
foram colocadas prŽximas • „rea de interesse, ou seja, prŽximas • face do talude e em toda a
extens…o vertical do modelo. N…o ‚ possƒvel introduzir as descontinuidades de folia†…o em
todo o maci†o de filito porque o esfor†o computacional envolvido torna impratic„vel a
execu†…o do programa.
A altura dos taludes foi arbitrada e utilizando a Equa†…o 4 encontrou-se o espa†amento
das camadas (descontinuidades). O espa†amento encontrado para as diferentes alturas foi:
para taludes de 100 m de altura o espa†amento foi de 0,3 m; para taludes de 200 m foi de 0,75
m; para taludes de 300 m foi de 1,4 m; para taludes de 400 m foi de 2,1 m e para taludes de
500 m o espa†amento foi de 3m.
Um mergulho de 63Š foi considerado para as descontinuidades, este valor foi arbitrado em
fun†…o de an„lise cinem„tica efetuada (Equa†‡es 1 e 2). Como o ˆngulo da face do talude
adotado foi de 60Š e o ˆngulo de atrito de 30Š, tem-se que o ˆngulo de mergulho da
descontinuidade para ocorrência de flambagem deve ser maior ou igual a 60º. O valor adotado
foi de 63º.
Condições de contorno em termos de deslocamentos foram utilizadas. E o modelo foi
construído com duas fases de escavação. Na primeira fase o modelo representa o maciço in
situ sem nenhuma escavação e na segunda fase o talude é escavado.
A malha de elementos finitos foi gerada a partir de várias tentativas, utilizando-se os
recursos de otimização de malha presentes no Phase2 . Na região de interesse, próxima às
descontinuidades, há uma maior densidade de elementos na malha.
Para simplificação da análise a litologia adotada em todo o modelo é o filito. As
propriedades geomecânicas tanto do filito quanto das descontinuidades, foram adotadas
inicialmente tendo por base valores típicos do QF publicados na literatura técnica, como em
Lopes (2006).
Num primeiro momento trabalhou-se com modelo elástico de deformação na tentativa
de determinar as variáveis que seriam mais relevantes para se trabalhar num modelo plástico
futuro. E posteriormente, fez-se uma análise do efeito do abatimento da inclinação do talude,
a fim de verificar os efeitos desta ação na estabilidade do talude.
No total foram gerados e analisados aproximadamente 200 modelos.
RESULTADOS
Os resultados e suas análises foram divididos em três grandes grupos, os resultados
oriundos dos modelos elásticos, dos modelos plásticos e o efeito do abatimento da inclinação
do talude.
Modelos Elásticos
No modelo elástico de deformação o limite das tensões na ruptura pode ser atingido,
mas não há ruptura, ou seja, o processo de transferência de tensões que ocorre durante o
processo de ruptura não é simulado. Mesmo assim o modelo pode fornecer informações
importantes com um conjunto menor de parâmetros que o modelo plástico.
Para o modelo elástico utilizaram-se os seguintes dados de entrada, para o filito:
coeficiente de Poisson de 0,2; módulo de elasticidade de 3030 MPa; resistência a tração de
0,055 MPa; ângulo de atrito 33º ; coesão de 0,15 MPa ; peso específico de 0,02 MN/m3 . E
para as descontinuidades tem-se: resistência a tração igual a zero; coesão de 0,16 MPa; ângulo
de atrito de 30º ; rigidezes normal e cisalhante da junta de 50 MPa/m e 5 MPa/m,
respectivamente. Estes dados foram considerados típicos dos filitos do QF (Lopes, 2006).
Influência do campo de tensõ es in situ
A tensão in situ é um estado de carregamento pré-existente a qualquer atividade
antrópica, como escavações ou aterros. Denomina-se k à razão entre a tensão in situ
horizontal e a tensão in situ vertical.
O primeiro valor da razão de tensões horizontais por tensões verticais in situ k, (k =
0,25) adotado nos modelos considera deformações horizontais nulas, carregamento puramente
gravitacional. Os demais valores adotados foram: 0,5; 1,0; 1,5; 2,0; 2,5 e 3,0. Estes foram
baseados no ábaco sugerido por Brady & Brown (2004), onde k varia com a profundidade.
Algumas variáveis foram selecionadas para interpretação dos resultados oriundos da
variação do campo de tensões in situ. São elas:




O padrão de ruptura por flambagem observado nos taludes em filito do QF, ou seja,
tracionamento na crista e deformação próximo ao pé (embarrigamento). Este padrão deve ser
reproduzido no modelo computacional, uma vez que tem sido observado em campo;
O padrão de deslocamento vetorial;
O deslocamento total;
O fator de segurança.
Após simulação das seções com taludes de diferentes alturas optou-se pela exclusão de
k igual a 0,25. Para este valor, já nos taludes mais baixos 100 e 200 m, não foram observadas
regiões de tracionamento na crista do talude comprometendo assim o padrão característico da
ruptura por flambagem. Além disso, os taludes com 300, 400 e 500 m de altura e com valor
de k igual a 0,5 também não apresentaram regiões de tracionamento na crista, figura 3, porém
para os taludes de menor altura tal região foi observada (Figura 4).
Figura 3. Modelo com talude de 500 m com k igual a 0,5.
Figura 4. Modelo com talude de 100 m e k igual a 0,5.
Para os taludes com 100 metros de altura, a área tracionada permaneceu praticamente
constante para os diferentes valores de k. Já para os demais taludes houve um aumento da
região de tracionamento com o acréscimo no valor de k.
Todos os modelos com diferentes alturas e valores de k apresentaram deformação
próxima ao pé (embarrigamento) característica da flambagem na face dos taludes, Figura 5.
Tal resultado era esperado, uma vez que todos os modelos tinham condições cinemáticas
favoráveis para ruptura por flambagem.
Figura 5. Modelo com padrão típico da flambagem, com talude de 500 m de altura e k igual a
2,0
Em relação ao deslocamento total máximo, constatou-se que quanto maior a altura do
talude maior o deslocamento para um mesmo k; e quanto maior o valor de k maior o
deslocamento para uma mesma altura.
O valor do Fator de Segurança (FS) possibilita fazer inferências sobre possíveis
regiões de plastificação, quando as seções forem analisadas segundo o modelo plástico de
deformação. Por esta razão, a análise foi realizada. A região com baixo FS (entre 0 e 1)
aumenta com o acréscimo nos valores de k, sendo este padrão observado para todas as alturas,
Figuras 6.
Figura 6. Regiões com baixo FS em seção com talude de 300 m de altura e k igual a 3,0.
A seção com talude de 500 metros e com k igual a 2,5 e 3,0 entrou em colapso,
indicando uma ruptura global do maciço.
Os valores de k iguais a 2,0; 2,5 e 3,0 apresentaram, para todos os taludes com
diferentes alturas, extensas regiões com baixo fator de segurança indicando possíveis regiões
de plastificação, quando simulações plásticas forem executadas. Logo, concluí-se que estes
valores de k não são representativos a nível de QF, porém esta afirmativa precisa ser
confirmada pelos resultados das análises plásticas.
Influência das desco ntinuidades (Meio Contínuo)
Foram simuladas seções com taludes de 100 e 200 metros de altura em meio continuo,
ou seja, sem a presença de descontinuidades. Consideraram-se diferentes valores de k. O
objetivo era observar qual seria a verdadeira influência das descontinuidades no modelo.
Chegou-se a conclusão que a ruptura por flambagem é responsável pelo tracionamento
na crista dos taludes e pela deformação próxima ao pé do talude, uma vez que este padrão não
foi observado nas seções em meio contínuo. Além disso, os altos deslocamentos
anteriormente também foram justificados pela presença das descontinuidades.
Cinemática para ruptura plana r
Foram analisadas seções com taludes de 100 e 200 metros de altura, com cinemática
para ocorrência de ruptura planar.
A ruptura planar ocorre segundo descontinuidades predominantes e/ou contínuas, cuja
direção é aproximadamente paralela à face do talude. As descontinuidades devem ter
inclinação menor que a inclinação da face do talude; o mergulho da descontinuidade maior
que o ângulo de atrito da mesma; e a existência de superfícies laterais de alívio.
Como o ângulo da face do talude adotado foi de 60º e o ângulo de atrito de 30º, tem-se
que o mergulho da descontinuidade deve ser maior que 30º e menor que 60º para que ocorra
ruptura planar. O valor adotado foi de 50º.
Após a simulação computacional, conclui-se que a região de tracionamento na crista
do talude é menor para as seções com cinemática para ruptura planar que para a flambagem
(Figuras 7 e 8) levando em consideração a análise elástica de deformação. Além disso,
observou-se que as seções com ruptura planar apresentaram maior deslocamento total.
Figura 7. Seção com cinemática para ruptura planar, com talude de 200 m de altura, k igual a
2,0 e com região de tracionamento
Figura 8. Seção com cinemática para ruptura por flambagem, com talude de 200 m de altura,
k igual a 2,0 e com região de tracionamento maior que a figura anterior.
Modelo Plástico
No modelo plástico de deformação, uma vez atingindo o limite das tensões na ruptura,
haverá transferência das mesmas, podendo ocorrer um reequilíbrio das tensões e
conseqüentemente estabilização do maciço ou uma ruptura.
Como citado anteriormente, este tipo de análise é mais representativa das condições
reais do maciço. Porém requer o conhecimento de parâmetros de resistência residual do
material que, normalmente, não são conhecidos, são apenas estimados.
Para o modelo plástico utilizaram-se os mesmos dados de entrada para o modelo
elástico, exceto para os parâmetros de resistência residual do filito. Estes foram adotados
como sendo 25º para o ângulo de atrito residual e 0,03 MPa para a coesão residual, obtidos
através de relatórios internos da Mina Pau Branco, Vallourec & Mannesman.
Algumas variáveis foram selecionadas para interpretação dos resultados oriundos do
modelo plástico de deformação. São elas:

O padrão de ruptura por flambagem;


O padrão de deslocamento vetorial;
O deslocamento total;

A plastificação por tração e cisalhamento.
As primeiras análises plásticas tiveram por objetivo verificar quais valores de k seriam
mais representativos do QF. Após as simulações computacionais, chegou-se a conclusão que
os valores de k iguais a 2,0; 2,5 e 3,0 não são representativos para o QF, pois o modelo
apresentou extensas áreas de plastificação, chegando inclusive a plastificar todo o modelo
(que já possuía uma dimensão adequada para satisfazer as condições de contorno de
deslocamento nulo) quando k igual a 3,0, Figura 9. Este resultado já era esperado devido as
regiões com baixo fator de segurança encontradas nas simulações elásticas.
Figura 9. Talude de 100 m de altura e coesão igual a 0,15.
Associando os resultados das análises elásticas e plásticas, como região de
plastificação, padrão de flambagem, deslocamento, entre outros, chegou-se a conclusão que os
valores de k que melhor representam as condições do QF são k iguais a 1,0 e 1,5. Um valor de
k igual a 1,5 também foi estimado em retroanálises realizadas em estudos de estabilidade de
taludes em filitos do QF, como em Lopes (2006), indicando assim que as simulações
realizadas possuem aderência com a realidade da região do estudo.
Efeito s da co esão
Os valores de coesão analisados foram: 0,05; 0,15; 0,2; 0,3 e 0,4 MPa, tanto para o
filito quanto para as juntas, ou seja, em um modelo se a coesão do filito era de 0,05 MPa a
coesão das juntas possuía o mesmo valor. O efeito da coesão foi analisado para taludes de 100
e 300 m de altura.
Alguns resultados foram selecionados para discussão. Todos os modelos apresentaram
o padrão de ruptura típico da flambagem. Para os taludes de 100 m de altura, k igual a 1,5
(valor característico para o QF) e para todos os valores de coesão analisados o deslocamento
máximo foi de 6,0 m.
Foi observada uma superfície de ruptura combinada (ruptura por flambagem e ruptura
pela rocha intacta), para os valores de k igual a 0,5, 1,0 e 1,5; para todos os valores de coesão
analisados em taludes com 100 m de altura. A superfície de ruptura diminui com o aumento
do valor de k (Figuras 10 e 11). Este padrão não foi observado nas análises elásticas.
Figura 10. Talude com 100 m de altura, k igual a 0,5 e coesão igual a 0,3 MPa
Figura 11. Talude com 100 m de altura, k igual a 1,5 e coesão 0,3 MPa
Para os taludes de 300 m todos os modelos analisados entraram em colapso, indicando
assim uma ruptura global do maciço. Portanto, pode-se concluir que com o aumento da altura
dos taludes (aprofundamento das cavas de explotação do minério) há uma grave diminuição
da estabilidade dos mesmos.
Nos taludes de 300 m também foi observada uma superfície de ruptura combinada,
para os valores de k iguais a 0,5, 1,0 e 1,5 e para todos os valores de coesão analisados.
Porém, a superfície não diminui com o aumento dos valores de k, como aconteceu para os
taludes de 100 m de altura.
Efeitos do abatimento
Tendo em vista os resultados alarmantes obtidos em relação a estabilidade dos taludes
de filito, buscou-se analisar meios e/ou métodos de estabilizar o talude.
Devido a questões operacionais e econômicas a primeira alternativa a ser analisada é o
abatimento do talude. Este procedimento é prática comum na mineração, e costuma ser a
primeira alternativa de estabilidade a ser utilizada. Consiste em diminuir a inclinação do
talude.
Nesta etapa foi criado um único modelo computacional para cada uma das alturas
avaliadas (100, 200, 300, 400 e 500 metros). O talude original (60º) foi abatido para 50º e na
seqüência para 40º, Figura 12.
Figura 12. Modelo para taludes abatidos 60º para 50º e na seqüência para 40º.
Com o abatimento do ângulo do talude a condição cinemática favorável para o
mecanismo de ruptura por flambagem deixou de existir. Outro fator relevante a ser
mencionado, diz respeito à quantidade de juntas que devem ser inseridas no modelo
computacional, ou seja, a área de interesse onde foram introduzidas as juntas aumentou
significativamente, a fim de analisar seu efeito no modelo.
Os parâmetros utilizados para interpretar os resultados dos modelos foram os mesmos
já citados anteriormente.
Os modelos foram analisados segundo o modelo elástico de deformação e a condição
cinemática favorável foi perdida no processo de abatimento da inclinação do talude. E, além
disso, utilizou-se k igual a 1,5.
Para análise dos resultados utilizou-se o critérios já mencionados anteriormente.
O processo de abatimento da inclinação do talude cumpriu seu objetivo, diminuição do
deslocamento, para as alturas de 200, 300 e 400 metros. Nestas a porcentagem de diminuição
foram: de 60º para 50º: 16,7%; de 60º para 40º: 28,6% e de 50º para 40º: 14,3%. Já para as
alturas de 400 e 500 metros de altura o abatimento não surtiu efeito, o valor encontrado para
com o deslocamento foi idêntico.
O padrão de deslocamento vetorial apresentou movimentação no sentido da face do
talude. Resultado este, observado para todas as inclinações analisadas, Figuras 13, 14 e 15. Já
o padrão de flambagem foi observado em todas as inclinações dos taludes analisados.
Figura 13. Deslocamento vetorial em talude de 300 m de altura e inclinação de 60º.
Figura 14. Deslocamento vetorial em talude de 300 m de altura e inclinação de 50º.
Figura 15. Deslocamento vetorial em talude de 300 m de altura e inclinação de 40º.
CONCLUSÕES
O estudo geot‚cnico realizado gerou um melhor entendimento do mecanismo de
ruptura por flambagem em taludes de filito em mina a c‚u aberto. Os resultados permitem
realizar uma previs…o desse mecanismo de ruptura em situa†‡es similares no Quadril„tero
Ferrƒfero, regi…o onde ocorrem in€meros problemas geot‚cnicos desta natureza e que disp‡e
de poucos dados sobre o assunto.
Uma vez definidos os parˆmetros que mais contribuem para o efeito da flambagem,
pode-se avaliar diferentes alternativas para estabilizar os taludes. Neste caso, analisou-se o
efeito do retaludamento, abatendo o ˆngulo de inclina†…o do talude visando melhorar sua
estabilidade. Para taludes de menor altura, tais como 100, 200 e 300 metros, o efeito ‚
significativo. Tal observa†…o n…o procede para os taludes de maior altura.
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