Mathews et al. (1981) desenvolveu uma metodologia empírica para estimar a estabilidade de realces abertos, que considera quatro parâmetros. Nomeadamente, são eles: a qualidade do maciço rochoso, Q’, definido por parâmetros convencionais de classificação geotécnica dos túneis; parâmetros de tensão, fator A; orientação das descontinuidades, fator B; e efeitos da gravidade, fator C.
A qualidade do maciço rochoso, Q’, representa uma versão modificada do índice Q de Barton et al. (1974), proposto para a classificação geotécnica de túneis. Q’ é calculado a partir de resultados de mapeamento estrutural, ou da descrição geológica de testemunhos de sondagem, precisamente mediante uso do sistema de classificação Q de Barton, porém assumindo que os parâmetros referentes à redução da água e ao fator de redução da tensão sejam ambos reduzidos a uma unidade.
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A definição dos fatores A, B e C, usados na estimativa de estabilidade dos realces, é apresentada na sequência.
O fator A de tensão da rocha é determinado pela razão entre a resistência à compressão uniaxial da rocha intacta e tensão máxima de compressão induzida que atua paralelamente à face do realce. A tensão induzida é obtida através de análise numérica ou estimada de publicações que se referem a distribuições de tensão. O resultado desta razão é expresso de forma gráfica, sendo o fator A penalizado para melhor refletir a condição de instabilidade relacionada com a deformação da rocha.
O fator B mede a contribuição negativa potencial das orientações desfavoráveis do conjunto de descontinuidades relativamente às superfícies escavadas. Ele é determinado pelo cálculo da diferença entre as orientações dos realces e o conjunto crítico das descontinuidades. Naturalmente, as descontinuidades que formam um ângulo baixo com a face livre tornam-se mais facilmente instáveis. Já as descontinuidades orientadas perpendicularmente à face escavada causam impactos menores de instabilidade. O ângulo entre as orientações é representado graficamente para gerar o fator B.
O fator C mede a influência das cargas gravíticas, depois de ajustado para o valor do número de estabilidade. Relativamente a este parâmetro, a chance de ocorrer instabilidade é maior se a face do realce é, predominantemente, mais coincidente com a orientação do deslocamento gravitacional. O fator C é determinado de forma gráfica pela inclinação da face do realce.
No método de Mathews et al. (1981), a dimensão da face do realce e sua geometria são definidas pelo raio hidráulico, RH, e o Número de Estabilidade ou índice N. O RH é igual à área da face do realce dividida pela face do perímetro da área escavada. O índice
N é a combinação dos parâmetros de qualidade do maciço, definido pela Equação (2.7):
C B A Ja Jr Jn RQD C B A Q N ' (2.7)
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onde RQD, Jn, Jr e Ja foram definidos por Barton et al. (1974); e os fatores A, B e C por Trueman et al. (1999) – este aplicou o método de Mathews et al. (1981) num trabalho de retroanálise para avaliar a estabilidade em 180 casos de realces abertos na mina de Mt. Charlotte, na Austrália. A Figura 2.6 mostra os fatores A, B e C utilizados no cálculo do Número de Estabilidade ou índice N.
Figura 2.6 Fatores A, B e C do índice N (Trueman et al., 1999)
O gráfico de estabilidade, originalmente desenvolvido por Mathews et al. (1981), foi modificado por Potvin (1988), que faz um ajuste baseado em 175 relatos coletados em ambientes diversificados de mineração. Este sistema empírico é denominado Número de
Estabilidade Modificado, representado pelo índice N’, calculado pela Equação (2.8):
C B A Ja Jr Jn RQD C B A Q N' ' (2.8)
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onde RQD, Jn, Jr e Ja são definidos por Barton et al. (1974); e os novos fatores A, B e
C por Potvin (1988), conforme apresentado na Figura 2.7.
Figura 2.7 Novos fatores A, B e C do índice N' (Potvin, 1988)
Destaca-se que os fatores A, B e C, aplicados na obtenção do Número da Estabilidade, índice N (Mathews et al., 1981), Figura 2.6, embora com a mesma identificação de letras, diferenciam-se daqueles utilizados para calcular o Número da Estabilidade
Modificado, índice N’ (Potvin, 1988), Figura 2.7 em função da ponderação dos pesos
atribuídos.
Potvin (1988) e Nickson (1992) determinaram empiricamente o raio hidráulico, RH, e o
Número de Estabilidade Modificado (índice N’) para centenas de maciços rochosos
estudados, sendo os resultados de tais avaliações gerados graficamente (Figura 2.8). No gráfico da Figura 2.8, o contorno superior da zona de transição representa o limite da previsão mais conservadora de instabilidade para um realce sem suporte. Para maciços com Números de Estabilidade Modificado, N’, marcados acima do limite superior da zona de transição, a estabilidade é esperada, pois localizam-se na zona estável.
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Figura 2.8 Ábaco de estabilidade, Potvin (1988) e Nickson (1992), para realces sem suporte
O uso de ábacos de estabilidade, baseados nas metodologias empíricas de Mathews, Potvin e Nickson, tem tido ampla aplicação em operações de lavra no Canadá, por exemplo, onde são calibrados levando em consideração inúmeros casos, múltiplas e variadas condições locais. Assim, este mesmo gráfico será utilizado nesta dissertação, na tentativa de determinar, apenas como ponto de partida, o vão estável para o realce da Mina Cuiabá, onde se vai aplicar o método de lavra sublevel-stoping. O Anexo II apresenta os gráficos de estabilidade plotados, onde a maior parcela dos pontos com o índices N` (Número de Estabilidade Modificado) incide numa zona de instabilidade.
Ressalte-se, todavia, que Kaiser et al. (1997) identificaram uma deficiência fundamental nesta técnica empírica para a definição de vãos livres estáveis, que é a sensibilidade às mudanças das tensões e perante a perda de confinamento tangencial nas paredes dos realces. Tais situações acontecem frequentemente em casos de realces com geometria complexa, com múltiplos corpos ou lentes de lavra e em situações com diferentes litologias no hangingwall ou footwall.
Mesmo em profundidade, as tensões tangenciais modeladas elásticas nas paredes dos realces são constantemente tracionadas (Diederichs e Kaiser 1999; Martin et al. 1999).
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Na realidade, estas se manifestam através de descontinuidades normais, abertas nas regiões de entorno da escavação, em fenômeno análogo ao deslocamento aparente das paredes laterais de um realce abutment, para onde são transferidas as cargas gravitacionais e as cargas induzidas. Tais movimentos nas laterais são frequentemente induzidos, sobretudo, durante o processo de lavra ascendente de um realce (Kaiser et
al., 2000; Kaiser e Maloney, 1992), podendo levar a uma redução (relaxamento)
substancial das tensões nas paredes dos realces, em particular tratando-se de escavações realizadas em maciços de rocha dura. A Figura 2.9 revela o relaxamento estimado para os valores N` e RH de um dado realce sem suporte, quando ocorre transferência de cargas gravitacionais e induzidas nas paredes laterais do realce (abutment).
Figura 2.9 Relaxamento estimado para escavações, em função de RH e N' (Diederichs e Kaiser, 1999)
No ábaco da Figura 2.9, o Número de Estabilidade Modificado (índice N’) é plotado relativamente ao logaritmo do raio hidráulico (log de RH), correlacionando-se os pares para vários níveis de relaxamento (Diederichs e Kaiser, 1999). Os deslocamentos positivos representam o relaxamento, visto que a transferência de cargas gravitacionais e induzidas nas laterais do realce (abutment) resultam no movimento ascendente e para a esquerda da curva de estabilidade limite para realces sem suporte. Em outras palavras, o relaxamento causado por algumas dezenas de milímetros reduz significativamente o vão máximo de estabilidade do realce para determinada qualidade do maciço. Suorineni
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et al., 2000 relatam que a influência do relaxamento é particularmente acentuada
quando estruturas principais nas rochas (falhas, descontinuidades) interceptam os realces.
Diederichs e Kaiser (1999) converteram os deslocamentos gerados pela transferência de cargas gravitacionais e induzidas nas laterais do realce (abutment) da Figura 2.9 na média equivalente do esforço de tração atuando paralelamente à face do realce. Em profundidade, as paredes podem experimentar relaxamento severo equivalente à tração elástica. Estes resultados no limite do gráfico do Número de Estabilidade Modificado são mostrados na Figura 2.10, ainda para um realce sem suporte, onde a tração é plotada como positiva. Também estão plotados, na Figura 2.10, os dados do teto do realce e do
hangingwall em rocha competente (Greer, 1989). A parte dos fundos do realce,
mostrado no setor mais inferior da Figura 2.10, está em compressão e instabilidade das faces, portanto, a previsão mais adequada é feita utilizando-se a linha de limite convencional para realce sem suporte. Entretanto, neste caso, o hangingwall é representado por uma condição de tração (Bawden, 1993).
Figura 2.10 Comparação entre o teto confinado e o HW relaxado. Limites transladados para três níveis de tensão/tração (Diederichs, 1999)
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O efeito de instabilidade por tração pode ser descrito mediante utilização de um ajuste do fator A, do gráfico de Estabilidade Modificado (Diederichs,1999), que é aplicável apenas para esforço de tensão (σT) nas condições de contorno da escavação, Equação (2.9), onde σr é a resistência à compressão uniaxial da rocha intacta e σc é a tensão máxima de compressão induzida.
e
r cA0,9 11 (para T < 0) (2.9)
O impacto de um relaxamento moderado (variando de 5 a 10 MPa da média da tração elástica, paralela ao contorno da escavação) é equivalente, aproximadamente, a uma redução de 30% a 50% no vão máximo de estabilidade ou raio hidráulico. Ignorar este relaxamento nas aberturas de escavação complexas e em profundidade pode acarretar consequências econômicas negativas.
A título de exemplo, a previsão de instabilidade para o caso argumentado acima, é ilustrado na Figura 2.11. Enfatiza-se que, em maciços fraturados ao redor dos realces abertos no subsolo ou rocha que tenha sido pré-condicionada por tensão elevada (dano de tensão induzida no maciço rochoso), a extensão da mobilização (desmoronamento) estruturalmente controlada pode ser prevista mediante utilização de modelos elásticos tridimensionais, tal como MAP3D, para os limites espaciais das zonas de tração, σ3 < 0, (Martin et al., 2000). Naturalmente, torna-se essencial um bom controle do acondicionamento da modelagem, malha de discretização nos elementos e grid para evitar cálculos incorretos, sobretudo das trações próximas das escavações.
Vista de topo do realce em fechamento-abertura
Figura 2.11 Comparação entre a zona de tração elástica acima do teto (relaxamento devido à geometria complexa) e a mobilização prevista
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3 Capítulo 3 : min a Cu iab á
C a p í t u l o 3
MINA CUIABÁ
3.1 INTRODUÇÃO
Considerado o âmbito desta dissertação, este capítulo descreve as características técnicas dos ambientes da Mina Cuiabá, que são pertinentes e necessários aos estudos aqui desenvolvidos. Esta mina, com localização no município de Caeté no estado de Minas Gerais, Brasil, é subterrânea, voltada à exploração de ouro, sendo propriedade da empresa AngloGold Ashanti Brasil Mineração Ltda.
Segue-se uma apresentação geral do empreendimento, com um breve histórico das atividades de mineração no local; seus aspectos técnicos; as características geológicas do maciço rochoso; os aspectos geotécnicos e operacionais importantes para contextualização dos estudos de modelagem numérica realizados nesta dissertação.