DISSERTAÇÃO DE MESTRADO

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1 DISSERTAÇÃO DE MESTRADO AVALIAÇÃO GEOTÉCNICA DE LAVRA SUBTERRÂNEA DO CORPO SERROTINHO DA MINA CUIABÁ ATRAVÉS DE MODELAGEM NUMÉRICA TRIDIMENSIO NAL AUTORA: KARINA JORGE BARBOSA ORIENTADORES: PROF. DR. FERNANDO M. CASTANHEIRO DA CRUZ VIEIRA PROF. DR. RODRIGO PELUCI DE FIGUEIREDO MESTRADO PROFISSIONAL EM ENGENHARIA GEOTÉCNICA DA UFOP OURO PRETO, MARÇO DE 211

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3 B238a Barbosa, Karina Jorge. Avaliação geotécnica de lavra subterrânea do corpo serrotinho da Mina Cuiabá através de modelagem numérica tridimensional [manuscrito] / Karina Jorge Barbosa xvii, 21f.: il., color.; grafs.; tabs.; mapas. Orientador: Prof. Dr. Fernando M. Castanheiro da Cruz Vieira Co-orientador: Prof. Dr. Rodrigo Peluci de Figueiredo. Dissertação (Mestrado) - Universidade Federal de Ouro Preto. Escola de Minas. NUGEO. Área de concentração: Geotecnia aplicada à mineração. 1. Geotecnia Métodos de simulação - Teses. 2. Mineração subterrânea - Teses. 3. Estabilidade estrutural - Teses. I. Universidade Federal de Ouro Preto. II. Título. CDU: : Catalogação: sisbin@sisbin.ufop.br

4 EPÍGRAFE Ce qui sauve, c est de faire un pas. Encore un pas. C est toujours le même pas que l on recommence Antoine de Saint-Exupéry (1939) iii

5 DEDICATÓRIA Ao avô Benedito Custódio, homem memorável, exemplo de força e coragem. Tinha gosto de contar histórias sobre duas grandes paixões: Nilta, sua inesquecível e sempre amada esposa; e suas andanças desbravadoras e mágicas pelo Brasil imenso como condutor de trens, quando ser ferroviário significava viajar na fronteira dos elementos, explorar sonhos fantásticos e experimentar realidades incríveis. iv

6 AGRADECIMENTOS Este trabalho muito deve a apoios diversos recebidos ao longo de sua realização. Alguns deles merecem menção especial. Meus orientadores, Prof. Dr. Fernando Vieira e Prof. Dr. Rodrigo Figueiredo, pessoas de elevado conhecimento na área de geotecnia relacionada à mecânica das rochas, por sua dedicação, incentivo, clareza na exposição de idéias e contribuição técnica. A família em geral, por todo o encorajamento, principalmente minha mãe, que sempre me incentivou a novas conquistas, confiou no potencial dos filhos, mostrando-nos a importância do estudo e do conhecimento para a obtenção do sucesso. A gerência geral da Mina Cuiabá, por favorecer a concretização dos trabalhos de modelagem numérica. A equipe de geotecnia da Mina Cuiabá, pelo auxílio prestado nas atividades de campo, disposição dos dados de mecânica de rochas e pronto atendimento no esclarecimento de dúvidas. A AngloGold Ashanti Brasil Mineração Ltda., empresa empregadora aurífera, pela assistência financeira, logística e técnica no decurso do mestrado, da elaboração desta dissertação e de sua publicação. v

7 RESUMO Nesta dissertação, vários desenhos de layout de lavra, aplicáveis aos ambientes de mineração subterrânea de ouro na Mina Cuiabá, Brasil, são avaliados por meio de modelagem numérica tridimensional, a partir do emprego do Método de Elementos de Contorno, implementado em MAP3D. Para isso, expõem-se cenários técnicos, conceitos, argumentos, justificativas e metodologias que substanciam a avaliação do risco geotécnico das múltiplas variantes do método sublevel-stoping propostas. Assim, pretende-se testar as condicionantes de desenho dos layouts, segundo princípios e critérios geotécnicos estabelecidos. Determinam-se as condições de instabilidade nos pilares e no hangingwall dos realces. As análises numéricas consideram as características mecânicas do maciço rochoso nas áreas de interesse, incluindo a natureza tridimensional do corpo de minério. As diferenças nas propriedades de resistência do hangingwall e footwall (material relativamente mais brando) com relação ao corpo de minério (material mais duro) são levadas em consideração; bem como o estado das tensões pré-lavra e o aumento dessas tensões face ao aprofundamento da lavra. Os modelos numéricos aplicados são calibrados com base em medições e observações de campo que incluem: dados geotécnicos de classificação do maciço que expressam a sua qualidade e integridade mecânica; resultados de medições da tensão in situ (orientação e magnitude); observações visuais no campo das respostas do maciço face ao avanço da lavra; resultados de laboratório; e a contribuição dos profissionais da área de geotecnia da mina. Produzem-se análises e demonstra-se a aplicabilidade de critérios que inferem o risco de instabilidade por representação probabilística de fatores de risco geotécnico, espacialmente distribuídos nos domínios de análise. Identificam-se os limites de confiabilidade dos modelos simulados. Analisam-se os resultados para todas as variantes estudadas do método sublevel-stoping, considerando-se: os impactos da profundidade de lavra na estabilidade dos pilares rib e sill; as consequências de induzir maior rigidez no sistema de pilares; os impactos de aumentar os vãos de lavra; e ainda os impactos de lavrar em ambientes geotécnicos distintos, relativamente mais complexos. Em última análise, apresenta-se esta dissertação como uma contribuição que apóia a proposição de integrar de forma mais abrangente as metodologias de modelagem numérica nas atividades de planejamento e desenho de mina. vi

8 ABSTRACT Various layout designs applicable to the underground gold mining environments at the Cuiaba Mine, Brazil, are evaluated by means of a tridimensional numerical modeling approach, using a Boundary Element Method implemented within MAP3D. This dissertation presents the arguments, technical scenarios, justifications, concepts and methodologies that support an evaluation of geotechnical risk of multiple sublevel stoping models proposed for such mine. The intention is to test the constraints of the sublevel layout against pre-established geotechnical criteria and guidelines. The instability conditions across pillars and stope hangingwall strata are determined. The numerical analyses took into consideration the rock mass characteristics in the areas of interest, including the tridimensional nature of the orebody. The different strength properties of hangingwall and footwall rock materials, relatively weaker, with respect to the strength of the ore material (more hard), were taken into consideration; as well as the pre-mining stress environment and the variation of field stress with respect to depth. Numerical models are calibrated using data from field measurements and the information collected from field observations, which include: rock mass classification data that express the quality and integrity of the rock mass; in situ stress measurement results (prevalent orientation and magnitude); results from laboratory rock testing; field observations of rock mass responses to mining; and lastly from the knowledge provided by the geotechnical practitioners operating daily at the mine concerned. Data analyses are produced while demonstrating the applicability of methodologies and criteria that infer risk of instability through probabilistic representations of risk factors spatially distributed within the domains of interest. The limits of accuracy of simulated models are referred. The modelling results for all layout options of the sublevel stoping method are analyzed, including: the impact of the depth of mining to the stability of rib and sill pillars; the consequences of augmenting the stiffness of the pillar system; the impacts of increasing the mining spans; as well as the impacts of stoping in geotechnical more complex hangingwall strata. Lastly, this dissertation is presented as a contribution supporting a proposition that there is need to integrate more widely the numerical modeling methodologies into the activities of mine planning and mine design. vii

9 LISTA DE FIGURAS Figura 1.1 Página Processo de desenho e otimização do layout para minimizar o risco geotécnico (Read e Stacey, 29)... 1 Figura 1.2 Sequência de análise dos modelos de mecânica de rochas estudados Figura 2.1 Figura 2.2 Figura 2.3 Representação das tensões de equilíbrio num cubo representativo de material rochoso Exemplo de determinação do módulo de elasticidade, E T5, para uma dada curva tensão-deformação a) Conceitual de um ensaio de cisalhamento; b) Curva típica tensão cisalhante-deslocamento Figura 2.4 Envoltórias de ruptura Mohr-Coulomb (pico e residual) Figura 2.5 Representação de mecanismos empíricos sobre concentração de tensões e quebras associadas... 4 Figura 2.6 Fatores A, B e C do índice N (Trueman et al., 1999) Figura 2.7 Novos fatores A, B e C do índice N' (Potvin, 1988) Figura 2.8 Figura 2.9 Ábaco de estabilidade, Potvin (1988) e Nickson (1992), para realces sem suporte Relaxamento estimado para escavações, em função de RH e N' (Diederichs e Kaiser, 1999) Figura 2.1 Comparação entre o teto confinado e o HW relaxado. Limites transladados para três níveis de tensão/tração (Diederichs, 1999) Figura 2.11 Comparação entre a zona de tração elástica acima do teto (relaxamento devido à geometria complexa) e a mobilização prevista Figura 3.1 Esboço geológico regional do Quadrilátero Ferrífero e correlação com o Cráton São Francisco (Modificado de Lana, 24) Figura 3.2 Dobra tubular com representação isométrica dos pacotes de BIF Figura 3.3 Figura 3.4 Seção do nível N11 mostrando a geologia, litologia e a posição dos principais corpos de minério na dobra (Vial, 198; Vieira, 1988) Vista isométrica dos domínios de lavra dos corpos FGS e SER, entre os níveis N9 e N16, profundidade de 65 e 12 m, respectivamente Figura 3.5 Método de medição de tensões com sobrefuração (overcoring) Figura 3.6 Seção longitudinal esquemática da mina com o layout dos acessos principais Figura 3.7 Realce típico lavrado com o método cut-and-fill na Mina Cuiabá Figura 3.8 Equipamentos utilizados no ciclo operacional da Mina Cuiabá Figura 3.9 Exemplos de deformação relativa, medida por MPBX; a) alta de taxa; b) baixa taxa de deformação; c) pontos de quebra identificados por filmagens no interior do hangingwall viii

10 Figura 4.1 Descontinuidades causadoras de diluição na lavra a) laminas; b) placas Figura 4.2 Figura 4.3 Figura 4.4 Estimativa de sobrequebra em realces abertos sem suporte (Clarke e Pakalnis, 1997)... 9 Estágios de quebra no entorno de uma escavação circular sobre tensão (Read, 24) a)representação esquemática da quebra; b)zona de quebra no raise de ventilação do nível N14; c)resultado da tensão principal máxima no modelo; d) Resultado da deformação total Figura 4.5 Modelo-teste de calibração da lavra do corpo SER, nível N Figura 4.6 Resultados do modelo-teste de calibração a) deformação total; b) fator de segurança Figura 5.1 Modelo global tridimensional típico em MAP3D (vista frontal) Figura 5.2 Designação e termos referentes aos modelos simulados Figura 5.3 Representação litológica da rocha encaixante a) tipo 1; b) tipo Figura 5.4 Tensão vertical versus deformação axial para o teste de compressão unidimensional Figura 5.5 FS segundo o critério de Mohr-Coulomb Figura 5.6 Excesso de tensão no critério de Mohr-Coulomb Figura 5.7 Risco e distribuição de probabilidade FS Figura 6.1 Figura 6.2 Figura 6.3 Figura 6.4 Figura 6.5 Figura 6.6 Figura 6.7 Figura 6.8 Impacto da profundidade no modelo-teste colocado na profundidade representativa do nível N18 a) fator de segurança; b) deformação total Exemplo de distribuição de probabilidade e frequência do FS, medida ao longo da potência nos rib pillars do modelo A Distribuição transversal de FS nos rib pillars do modelo A1 para os níveis N17 e N Relações do risco de instabilidade nos rib pillars para dois modelos sublevel, A1 e G1, em função dos vãos e da profundidade de lavra Distribuição transversal de FS nos sill pillars do modelo C1 com vãos de 4 m e potência de 15 m; a) nível N14, z=-921 m; b) nível N17, z=-1118 m Distribuição transversal de FS nos sill pillars do modelo E1 com vãos 4 m e potência de 15 m; a) nível N14, z=-921 m; b) nível N17, z=-1118 m Relações do risco de instabilidade nos sill pillars para dois modelos sublevel, C1 e E1, em função da largura dos rib pillars e da profundidade de lavra, considerando vãos de lavra de 4 m Distribuição transversal de FS nos sill pillars para os modelos, níveis e profundidades correspondentes; a) G1, N14, 921 m ; b) G1, N17, 1118 m; c)k1, N14, 921 m; d) K1, N17, 1118 m ix

11 Figura 6.9 Relações do risco de instabilidade nos sill pillars para dois modelos sublevel, G1 e K1, em função da largura dos rib pillars e da profundidade de lavra, considerando vãos de lavra de 7m Figura 6.1 Relações do risco de instabilidade nos sill pillars para dois modelos sublevel, C1 e G1, em função do vão de lavra, para a mesma profundidade Figura 6.11 Distribuição das deformações totais, dt, no hangingwall da lavra entre os níveis N15 e N16; a) modelo A1, 25m de vão; b) modelo G1, 7 m de vão Figura 6.12 de ocorrência de deformação no hangingwall dos modelos A1 de 25 m de vão, e G1 de 7 m de vão, mesma profundidade Figura 6.13 de ocorrência de deformação no hangingwall dos modelos sublevel,g1 e G2, em função das litologias encaixantes, tipo 1 e tipo x

12 LISTA DE TABELAS Página Tabela 3.1 Classificação segundo o sistema Q de Barton para domínios Tabela 3.2 Ranqueamento das litologias típicas de Cuiabá, segundo o sistema RMR de Bieniawski Tabela 3.3 Resumo dos ensaios de tensões in situ na Mina Cuiabá... 7 Tabela 5.1 Geometrias dos modelos simulados Tabela 5.2 Modelos com variantes na rocha do hangingwall e footwall Tabela 5.3 Propriedades do maciço rochoso SER Tabela 5.4 Caracterização do estado das tensões in situ, pré-lavra Tabela 5.5 Parâmetros de condicionamento dos modelos MAP3D simulados Tabela 6.1 Tabela 6.2 Risco de instabilidade em função do vão de lavra, para profundidades no hangingwall Risco de instabilidade em função de ambientes geotécnicos distintos (tipo 1, tipo 2) xi

13 LISTA DE SÍMBOLOS Coesão do maciço rochoso... c Dano causado por detonação com explosivo... D Deformação total... Módulo de elasticidade ou módulo de Young... Fator de segurança... Aceleração da gravidade... Índice de alteração das juntas... Número de famílias de descontinuidades... Índice de rugosidade das juntas... Índice de presença de água no maciço... k razão entre as componentes σ h e σ v da tensão virgem... Número de estabilidade... Número de estabilidade modificado... N Plunge da tensão principal σ a (software MAP3D)... Pa Trend da tensão principal σ a (software MAP3D)... Ta Trend da tensão principal σ c (software MAP3D)... Tc Deslocamento... u Densidade da rocha... ρ Ângulo de atrito ou fricção... Deformação... ε Tensão normal... σ Tensão principal máxima... σ 1 Tensão principal mínima... σ 3 Componente horizontal da tensão virgem... Componente vertical da tensão virgem... Componente da tensão principal orientada mais próxima ao eixo y... Componente da tensão principal orientada mais próxima ao eixo x... Componente da tensão principal orientada mais próxima ao eixo z... Gradiente da distribuição das tensões nos respectivos eixos coordenados... Tensão cisalhante... Tensão cisalhante de pico... Tensão cisalhante residual... Coeficiente ou razão de Poisson... d t E FS g Ja Jn Jr Jw k N σ h σ v σ a σ b σ c σ ii τ τ p τ r υ xii

14 NOMENCLATURA Azimute... Corpo de lavra Balancão (Mina Cuiabá)... Método de elementos de contorno (Boundary Element Method)... Banded Iron Formation (formação ferrífera bandada)... Deslocamento de descontinuidade... Método de elementos distintos (Discrete Element Method)... Equivalente linear de sobrequebra/desplacamento (Equivalent Linear Overbreak/Slough)... Método de diferenças finitas (Finite Difference Method)... Método de elementos finitos (Finite Element Method)... Forças fictícias... Filito grafitoso... Corpo de lavra Fonte Grande Sul (Mina Cuiabá)... Footwall (lapa de uma escavação)... Corpo de lavra Galinheiro (Mina Cuiabá)... Geological Strength Index (sistema de classificação de Hoek)... Hangingwall (capa de uma escavação)... Metandesitos... Metabasaltos... Mining Rock Mass Rating (sistema de classificação de Laubscher)... Onça troy, unidade de medida utilizada do ouro, 1 oz = 31,135 g... Índice Q (sistema de classificação de Barton)... Risco geotécnico... Raio Hidráulico... Rock Mass Rating (sistema de classificação de Bieniawski)... Corpo de lavra Serrotinho (Mina Cuiabá)... Índices de tensões atuantes no maciço... Resistência à compressão simples... Dólar americano... Clorita-sericita-plagioclásio-carbonato-quartzo xisto... Clorita-carbonato-quartzo-sericita filito com matéria carbonosa... Quartzo-carbonato-sericita-xisto... Modelo numérico bidimensional... Modelo numérico tridimensional... Az BAL BEM BIF DD DEM ELOS FDM FEM FF FG FGS FW GAL GSI HW MAN MBA MRMR oz Q R RH RMR SER SRF UCS US$ XS X1 X2 2D 3D xiii

15 ABREVIAÇÕES AGABM - AngloGold Ashanti Brasil Mineração, empresa de exploração de ouro, de origem sul-africana e com doze anos de atuação no Brasil. Atualmente designada AngloGold Ashanti Córrego do Sítio Mineração Ltda. CAD Computer Aided Design, desenho assistido por computador, nome genérico de sistemas computacionais utilizados para facilitar o projeto e desenho técnicos. DNPM - Departamento Nacional de Produção Mineral, órgão do Ministério de Minas e Energia. EMB - Economia Mineral do Brasil, relatório anual publicado pelo DNPM para analisar as relações de oferta e demanda do mercado dos bens minerais no Brasil. GRID Planos-solução de análise dos modelos numéricos em MAP3D. LOM - Life-Of-Mine, tempo de vida de uma mina. MAP3D - Programa de elementos de contorno, baseado no método indireto de elemento de contorno. Compreende o pacote tridimensional de estabilidade da rocha, usado para construir modelos e realizar análise de tensão, deformação, fator de segurança, etc. ROM Run-Of-Mine, minério bruto obtido diretamente da mina sem sofrer nenhum tipo de beneficiamento. SCALER - Equipamento mecânico, móvel, com braço hidráulico extensível, capaz de exercer esforços mecânicos na ponta, usado para saneamento de blocos soltos numa escavação de mina subterrânea. FLAC - Fast Lagrangian Analysis of Continua, programa de modelagem numérica que utiliza o método de diferenças finitas na análise geotécnica; possibilita o comportamento não-linear dos materiais (plastificação), bem como do maciço (grandes deslocamentos etc.). MPBX - Multi Point Borehole Extensometer, extensômetro de hastes múltiplas utilizado com 15 m de comprimento na Mina Cuiabá. SMART cable - Stretch Measurement to Assess Reinforcement Tension, combina a capacidade de suporte de um cabo padrão de 7 tranças; 9,6 m de comprimento, no caso da Mina Cuiabá; com um extensômetro miniatura de 6 fios. xiv

16 SUMÁRIO EPÍGRAFE... III DEDICATÓRIA...IV AGRADECIMENTOS... V RESUMO...VI ABSTRACT... VII LISTA DE FIGURAS... VIII LISTA DE TABELAS...XI LISTA DE SÍMBOLOS... XII NOMENCLATURA... XIII ABREVIAÇÕES... XIV CAPÍTULO 1 : INTRODUÇÃO 1.1 O VALOR DO MINÉRIO E A SOFISTICAÇÃO DAS METODOLOGIAS EXTRATIVAS ENQUADRAMENTO DA MODELAGEM NUMÉRICA TRIDIMENSIONAL APRESENTAÇÃO DO PROBLEMA E DO ESTUDO DE CASO ANALISADO GEOTECNIA E MODELAGEM NUMÉRICA OBJETIVOS DA DISSERTAÇÃO METODOLOGIA ADOTADA ORGANIZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO CAPÍTULO 2: REVISÃO: MODELOS NUMÉRICOS EM MECÂNICA DAS ROCHAS 2.1 INTRODUÇÃO MÉTODOS COMPUTACIONAIS Método de elementos finitos (FEM) Método de diferenças finitas (FDM) Método de elementos distintos (DEM) Método de elementos de contorno (BEM) FERRAMENTAS PARA ANÁLISE NUMÉRICA Detalhes relevantes da formulação do método de elementos de contorno Características de um modelo elástico Módulo de deformação (de Young) Coeficiente de Poisson Critério de ruptura Mohr-Coulomb MODELAGENS NUMÉRICAS CONFIÁVEIS xv

17 2.5 CONSIDERAÇÃO SOBRE CONCENTRAÇÃO DE TENSÕES EM ESCAVAÇÕES CONDICIONANTES EMPÍRICAS PARA O DESENHO DE ESCAVAÇÕES ESTÁVEIS... 4 CAPÍTULO 3 : MINA CUIABÁ 3.1 INTRODUÇÃO HISTÓRICO DA MINA ASPECTOS GERAIS DA MINA CARACTERÍSTICAS GEOLÓGICAS Geologia regional Geologia estrutural Geologia local Petrografia Hidrotermalismo Registros de sismicidade regional Hidrogeologia ASPECTOS E CARACTERIZAÇÃO GEOTÉCNICA Classificação geomecânica da Mina Cuiabá Índice Q de qualidade da rocha Sistema RMR Índice de resistência geológica Características geomecânicas das rochas integrantes do maciço de Cuiabá Generalidades sobre o sistema de contenção aplicado Estado das tensões in situ nos níveis N12 e N ASPECTOS OPERACIONAIS Acesso à lavra subterrânea Método de lavra Aspectos do ciclo operacional Monitoramento e instrumentação das reações do maciço CAPÍTULO 4 : MODELOS NUMÉRICOS TRIDIMENSIONAIS DO CORPO SERROTINHO 4.1 INTRODUÇÃO CARACTERÍSTICAS GERAIS DO CORPO DE MINÉRIO SERROTINHO PROPOSIÇÃO PARA A LAVRA DO CORPO SERROTINHO DADOS PARA CONCEPÇÃO DE PROJETOS DE ESCAVAÇÕES DE MINA Definição dos vãos livres de lavra ao longo do strike Quantificação da sobrequebra no hangingwall MODELOS DE CALIBRAÇÃO NUMÉRICA DAS REAÇÕES NO CORPO SERROTINHO Modelo-teste de calibração do raise N Modelo-teste de calibração do sublevel N xvi

18 CAPÍTULO 5 : ATRIBUTOS E CRITÉRIOS PROPOSTOS PARA AS SIMULAÇÕES NUMÉRICAS 5.1 INTRODUÇÃO REPRESENTAÇÃO DOS LAYOUTS DE LAVRA SIMULADOS REPRESENTAÇÃO DAS CONDIÇÕES GEOLÓGICAS MODELADAS PROPRIEDADES DOS MATERIAIS E CRITÉRIOS APLICADOS MATERIAL DE ENCHIMENTO BACKFILL DEPENDÊNCIAS RELATIVAS AO ESTADO DAS TENSÕES IN SITU CONDICIONANTES DE SEQUÊNCIA DE LAVRA CONDICIONAMENTO DOS MODELOS NUMÉRICOS E DISCRETIZAÇÃO CRITÉRIOS APLICADOS PARA MENSURAR INSTABILIDADE Instabilidade segundo o critério do fator de segurança Instabilidade segundo o critério das deformações totais RISCO DE INSTABILIDADE REPRESENTADO EM TERMOS DE PROBABILIDADE LIMITES DE APLICABILIDADE DOS MODELOS SIMULADOS CAPÍTULO 6: RESULTADOS E AVALIAÇÃO DA ESTABILIDADE DAS VARIANTES SUBLEVEL 6.1 INTRODUÇÃO IMPACTO DA PROFUNDIDADE NA ESTABILIDADE DO MÉTODO SUBLEVEL PROCEDIMENTOS PARA O PROCESSAMENTO E REPORTAGEM DOS RESULTADOS ESTABILIDADE DOS RIB PILLARS NAS VARIANTES DE SUBLEVEL-STOPING Impacto do vão de lavra e da profundidade no risco dos rib pillars ESTABILIDADE DOS SILL PILLARS NAS VARIANTES DE SUBLEVEL-STOPING Impacto da rigidez do sistema e da profundidade no risco dos sill pillars Impacto do vão de lavra no risco de instabilidade de sill pillars INSTABILIDADE NO HANGINGWALL NAS VARIANTES SUBLEVEL-STOPING CAPÍTULO 7 : CONCLUSÕES GERAIS E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS 7.1 INTRODUÇÃO CONCLUSÕES SUGESTÕES DE PESQUISAS FUTURAS BIBLIOGRAFIA ANEXO I : SELEÇÃO EMPÍRICA DE STEWART ANEXO II : ÍNDICES DE MATHEWS E POTVIN ANEXO III : DETALHES DOS MODELOS DE CALIBRAÇÃO ANEXO IV : RESULTADOS ADICIONAIS DOS MODELOS SIMULADOS xvii

19 1 Capítulo 1 : Introdu ção C a p í t u l o 1 INTRODUÇÃO 1.1 O VALOR DO MINÉRIO E A SOFISTICAÇÃO DAS METODOLOGIAS EXTRATIVAS Neste capítulo, de princípio e em termos bem gerais, far-se-á a contextualização da evolução econômica da indústria mineira de produção aurífera nas últimas décadas. A esse breve tópico inicial, seguirá, de forma restrita, a exposição sobre a importância do tema central desta dissertação e sua relevância técnica. O assunto aqui desenvolvido é a aplicação de técnicas de modelagem numérica tridimensional para definição das condicionantes geotécnicas necessárias à extração de um corpo mineral aurífero numa mina subterrânea localizada no município de Caeté, Minas Gerais, Brasil. O mais recente relatório do Departamento Nacional de Produção Mineral sobre a economia mineral do Brasil (DNPM, 29) mostra os impactos significativos da indústria produtora de ouro na geração de riquezas. Em nível mundial, a cotação de mercado do ouro produzido entre os anos de 199 e 1996 apresentou modesta volatilidade, posicionando-se entre 34 e 4 dólares por onça (US$/oz). A partir de 1997, houve um declínio significativo no preço spot do metal que, em 1999, chegou a registrar o valor de US$ 253/oz. As sucessivas baixas nas cotações do ouro, por um período relativamente longo, exerceram pressões diversas sobre a indústria aurífera, forçando o encerramento de inúmeras pequenas e médias empresas do setor, em todo o mundo. As empresas de grande porte viram-se obrigadas a submeter-se a processos de consolidação, através de fusões, incorporações e aquisições entre concorrentes, no sentido tanto de otimizar e flexibilizar modelos produtivos e econômicos quanto de integrar processos com vista à redução de custos operacionais para assegurar sustentabilidade. A partir de abril de 22, as cotações do ouro no mercado voltaram a 1

20 posicionar-se acima dos US$ 3/oz. Uma sequência de altas possibilitou que, no final de 27, o metal já estivesse cotado a US$ 84/oz, desencadeando-se uma redefinição global dos recursos minerais disponíveis. Com isso, deu-se uma maior concentração de reservas e, um maior valor econômico, o que provocou uma corrida para o aumento das capacidades produtivas instaladas e uma tentativa de elevação dos volumes de produção. Nesse período, os principais grupos internacionais consolidavam mais de 1/3 da oferta aurífera primária mundial. Especificamente, os três grandes grupos multinacionais sul-africanos, AngloGold Ashanti, Gold Fields e Harmony Gold Mining, acumulavam 14,7% da produção global de ouro. Contudo, esse aumento significativo de valor no mercado não correspondeu ao aumento da produção total de ouro, quer dizer, o aumento da oferta do metal no mercado mundial manteve-se praticamente estável no período entre 1995 e 27, apresentando uma taxa média de crescimento anual ínfimo, da ordem de,88% ao ano. No cenário nacional, diferentemente do que ocorreu em outros países, na década de 198, a produção de ouro atingiu seu auge graças à extração dos garimpos, que responderam por até 9% da produção. Em 1988, o país produziu o recorde de 113 toneladas, colocando-se como o quinto produtor mundial. Desde então, a produção brasileira recuou consideravelmente, em virtude das oscilações da atividade garimpeira e da incapacidade das empresas em suprir a demanda do mercado. Durante a década de 199, a produção industrial de ouro no Brasil ocorreu de forma lenta. No período entre 1995 e 27, a produção brasileira de ouro apresentou uma média anual decrescente de 3,6% ao ano. Entre 24 e 27, porém, deu-se o surgimento de um novo conjunto de minas em atividade, as quais passaram a liderar a indústria extrativa do metal no país. Em 27, a produção de operações mineiras formalizadas (excluídos os garimpos) correspondeu a 88,9% da produção nacional, registrando um acréscimo de 8,1% frente à participação no período anterior equivalente, perfazendo 42,4 toneladas. Ressalte-se que, neste ano de 27, a Mina Cuiabá (foco do estudo aqui apresentado), pertencente à empresa AngloGold Ashanti Brasil Mineração (AGABM), passou a ocupar a posição de maior produtora nacional de ouro, sendo responsável por 2,3% da produção total brasileira, movimentando cerca de 1,2 milhões de toneladas de minério bruto (run-ofmine, ROM), contendo 8,9 toneladas de ouro com teor médio de 7,342 g/t. 2

21 Tradicionalmente, o Brasil posiciona-se no mercado internacional como um centro produtor e exportador de ouro. Assim, o país sempre apresentou saldos superavitários na balança comercial do minério. Com relação à distribuição do fluxo monetário, as exportações do ouro apresentaram, sistematicamente, participação superior a 99,8% dos valores totais negociados na balança comercial brasileira. Em 27, o consumo mundial de ouro apresentou um acréscimo de 3,3% em termos de quantidade (3.519 toneladas), movimentando um volume financeiro recorde de US$ 78,6 bilhões, com elevação de 18,7% relativamente ao ano de 26. Ainda em 27, a demanda por ouro superou a oferta em 59%. Essa demanda por consumo de ouro envolve diversos setores, que abrangem desde segmentos industriais, de saúde e eletrônicos até setores de joalheria e financeiro, este com finalidades especulativas. No ano corrente de 211, a cotação do ouro alcançou a marca histórica de US$1.424/oz, que representa um aumento de cerca de 47% para um período relativamente curto de nove anos (22-211). A escassez de ouro oriundo de fontes mais superficiais e informais (como as atividades de garimpo), associada à elevação acentuada e relativamente brusca na cotação do metal, impulsiona no momento um ápice de produção nas minas auríferas nacionais. Nesta conjuntura atual de alta valorização dos recursos minerais auríferos, tem-se pressões para produzir mais, avançar com maiores velocidades de lavra, desenvolver maiores escavações, explorar frentes mais produtivas, etc., não obstante, os ambientes geotécnicos podem ser ou não mais complexos, mais profundos e mais problemáticos. Neste contexto, cresce a demanda pela avaliação técnico-econômica dos projetos de mineração, na qual se enquadra a modelagem numérica, como subsídio essencial no planejamento seguro, na otimização dos layouts de lavra e no dimensionamento apropriado da infra-estrutura em geral das minas de grande porte. O valor relativamente alto da cotação do ouro no mercado atual torna possíveis projetos que, no passado, eram vistos como economicamente inviáveis. Com isso, a abertura de novas minas subterrâneas torna-se exequível. Dada a extensão aumentada das reservas em profundidade, promove-se cada vez mais o aprofundamento da lavra em minas 3

22 existentes, com tendência de uma extração mais acelerada do recurso mineral para que as empresas se beneficiem do período de alta. Normalmente, as lavras subterrâneas são desenhadas em função dos grupos de condicionantes: a geometria do corpo (controlada pela inclinação e espessura); a condição de tensão; e as características de resistência mecânica dos materiais constituintes do minério e rochas encaixantes que controlam as condições de estabilidade dos maciços. Em termos gerais, a incidência de fenômenos de desplacamentos em ambientes de mineração subterrânea depende das reações dos maciços rochosos em função da lavra, da complexidade geológica, do aprofundamento das frentes de trabalho e consequente elevação das tensões. Perante a multiplicidade de fatores que influenciam a estabilidade das escavações subterrâneas, surge a necessidade de aplicar controles técnicos, cuja eficácia pode ser avaliada com a ajuda da modelagem numérica. Entretanto, é sabido que determinados fatores não podem ser alterados, tais como a morfologia dos corpos, as características e propriedades mecânicas das rochas. Contudo, diante da necessidade de se produzir cada vez mais rápido, de forma mais intensa e mais profunda, mudanças no método de lavra podem tornar-se imperativas. Nesses casos, a geomecânica pode integrar uma avaliação multidisciplinar, detalhada, visando a uma possível aplicação de determinado método de lavra que contemple e se ajuste às condições geotécnicas prevalecentes, o que permite a implementação eficiente e segura do novo método extrativo e contribui para a melhora no aumento da produtividade. A sofisticação dos métodos de lavra, envolvendo sequenciamentos variados dos avanços e a multiplicidade de fatores que regem a estabilidade das escavações de mina, requer técnicas de análises numéricas tridimensionais. Com efeito, para analisar e mitigar o risco geotécnico da lavra e, assim, melhorar os ambientes de mineração, há necessidade de técnicas modernas, expeditas e confiáveis. Dessa forma, o emprego da modelagem numérica, como ferramenta de análise e desenho de mina, é oportuno e deve ser utilizado como instrumento de suporte sistemático ao planejamento de mina. A geotecnia promove a implantação do rigor técnico com o propósito de mitigar e controlar os riscos em operações de lavra. 4

23 1.2 ENQUADRAMENTO DA MODELAGEM NUMÉRICA TRIDIMENSIONAL As atividades de mineração requerem medidas, ações, tecnologias e soluções baseadas em estudos interdisciplinares, entre os quais se inscrevem os estudos geotécnicos. Os layouts de mina não podem ser planejados sem que sejam consideradas as condições geológicas, estruturais e geotécnicas do maciço. A heterogeneidade de um ambiente de mineração, onde os corpos de minério podem apresentar morfologias variadas em decorrência da presença de condições geológicas complexas, tais como intercepções de estruturas, dobras, intrusões e demais descontinuidades, demanda metodologias de análise elaboradas e certa sofisticação das ferramentas utilizadas, o que possibilita interpretar adequadamente a reação das escavações em função da lavra. Entre os métodos e ferramentas de análises geotécnicas usadas, mencionam-se, por exemplo, regras e formulações empíricas, classificações e ranqueamentos empíricos, métodos analíticos e numéricos, ensaios in situ e laboratoriais. Nesse conjunto, incluem-se: a descrição geotécnica de testemunhos de sondagem; a determinação empírica de raio hidráulico; as classificações de ranqueamento da qualidade do maciço (índices Q, de Barton; RMR, de Bieniawski, etc.); os ensaios laboratoriais das características e propriedades mecânicas da rocha (resistência à compressão, tração e cisalhamento); os ensaios in situ do estado das tensões; as interpretações numéricas bi e tridimensionais, entre outros procedimentos. Tipicamente, as morfologias complexas dos corpos de lavra exigem a execução de layouts com múltiplas escavações atravessando ambientes geotécnicos variados. Por isso, faz-se necessário representar os problemas geotécnicos em espaços tridimensionais, dado não ser possível a simetria geométrica e paramétrica. A modelagem numérica torna-se uma ferramenta essencial para o planejamento responsável das lavras subterrâneas, permitindo avaliar as condições de instabilidade da escavação e, portanto, o risco geotécnico associado à lavra. Em todo o mundo, a modelagem numérica ganhou força com o advento do avanço computacional quando os robustos mainframes deram lugar aos computadores pessoais de menor porte, porém com maior capacidade de processamento. No Brasil, a aplicação da modelagem numérica em operação de mineração, sobretudo tridimensional, ainda é 5

24 relativamente incipiente. Em parte, a baixa disseminação do uso de ferramentas numéricas em mineração deve-se ao fato de que a maior parte da mineração brasileira resulta de lavras a céu-aberto. Nestas, aparentemente, há requisição de menor esforço e complexidade das análises de instabilidade. Um fator que contribui para esse cenário de maior facilidade interpretativa no céu-aberto é o fato de poder o geotécnico de campo inferir visualmente as condições do maciço. A acessibilidade aos volumes expostos do maciço lavrado e a facilidade de gerar modelos conceituais com base em representações bidimensionais, simétricas, induzem a aplicação de métodos analíticos de equilíbrio limite para dimensionar as condicionantes de estabilidade das bancadas e taludes. A heterogeneidade do maciço, a assimetria morfológica dos corpos, a irregularidade espacial do estado de tensões pré-lavra, a variedade dimensional das lavras, entre outras situações, requerem, invariavelmente, na maioria dos casos, que a representação e análise das lavras subterrâneas sejam feitas por meio de modelagem tridimensional. Para determinados ambientes geotécnicos, é imprudente prosseguir com lavras subterrâneas sem aplicar técnicas sofisticadas de modelagem numérica, além de outras técnicas apropriadas, a fim de melhor avaliar e quantificar os riscos geotécnicos. 1.3 APRESENTAÇÃO DO PROBLEMA E DO ESTUDO DE CASO ANALISADO A problemática da mineração subterrânea nas minas de ouro situadas na região do Quadrilátero Ferrífero, Minas Gerais, está associada à instabilidade induzida nos realces de relativa dimensão, em função do aprofundando gradativo da lavra e da complexidade geológica dos corpos de minério. A Mina Grande, anteriormente de propriedade da extinta mineração Morro Velho, localizada no município de Nova Lima, Minas Gerais, exemplifica tais conjecturas. Instalada em 1834, atingiu a profundidade de 21 m, tendo sido considerada, na década de 194, a mais profunda do mundo, antes mesmo das lavras tabulares sul-africanas. Ao longo da sua vida centenária e consequente aprofundamento, registraram-se vários episódios de mobilização geomecânica, o que causou desplacamentos e relativa instabilidade no maciço. Hoje, essa mina encontra-se fechada. 6

25 Comparativamente, a Mina Cuiabá, objeto desta dissertação, conduz sua lavra a profundidades médias de 9 m, com pretensões de prosseguir a extração a maiores profundidades. É provável, então, antever um aumento no estado das tensões no entorno das superfícies expostas dos realces. Consequentemente, faz-se relevante avaliar as condicionantes futuras e, portanto, analisar métodos alternativos para a lavra. Na Mina, o teor da mineralização varia espacialmente em função da profundidade, o que exige ajustes na geometria dos layouts de lavra. A seção útil do realce e o método de lavra nele aplicado podem mudar, portanto, em dependência das condições geológicas e do valor econômico da mineralização apresentada. O método de lavra empregado em Cuiabá tem sido o cut-and-fill. As operações de lavra são completamente mecanizadas com equipamentos de grande porte. Entretanto, em algumas regiões, os corpos apresentam camadas mineralizadas com potência muito acima da dimensão convencional. Nesses casos, embora os realces lavrados sejam preenchimentos com material de enchimento (backfill) mecânico e hidráulico, existe a necessidade de se deixar pilares verticais. Gera-se, dessa forma, um método de lavra híbrido, que compreende particularidades do método room-and-pillar e cut-and-fill, simultaneamente. A complexidade geomorfológica da Mina Cuiabá requer esse tipo de artifício operacional que implica, em alguns corpos, inserir pilares verticais no método de lavra atual. Considerando-se que a morfologia dos corpos mineralizados não é estritamente previsível, o que impede regularidade de simetria no desenho do layout de lavra, tornase essencial recorrer à modelagem numérica. A realização das análises geotécnicas cabíveis, com a finalidade de antecipar circunstâncias das lavras irregulares, proporciona uma pré-avaliação dos benefícios de se alterar ou otimizar o layout corrente. Na Mina Cuiabá, atualmente, o corpo de minério Serrotinho (SER) apresenta-se com características morfologicamente distintas, as quais justificam uma redefinição e otimização do layout e do método de lavra nele aplicados. As diferenças nas formas e atitudes geológicas do corpo SER, caracterizado por um ângulo de inclinação relativamente mais acentuado, espessura aparente maior que 1 m e mineralização com 7

26 teores elevados e de distribuição aproximadamente uniforme, sugerem que o método de lavra sublevel-stoping seja mais adequado do que o método atualmente usado (cut-andfill). A alteração no método de lavra pode contribuir para a melhoria da segurança operacional, tanto do ponto de vista dos controles geotécnicos da lavra quanto da redução da exposição do trabalhador. Até o momento, está por se definir a aplicabilidade do novo método de lavra (sublevelstoping) para o ambiente geotécnico do SER, gradativamente mais profundo, onde vemse aplicando o método de lavra cut-and-fill. As condições geotécnicas são tais que se deve analisar, por meio de ferramentas de modelagem numérica tridimensional, a estabilidade das escavações de lavra propostas, o que até aqui não ocorreu. A conclusão de um estudo que defina as condições de operabilidade e desenho do novo método para o corpo SER é, portanto, uma necessidade para tornar mais segura a lavra de uma reserva de grande valor econômico. 1.4 GEOTECNIA E MODELAGEM NUMÉRICA A engenharia geotécnica demanda a aplicação de princípios da mecânica dos solos, mecânica das rochas, engenharia geológica, bem como de outras áreas e disciplinas afins, consagradas, principalmente, nos domínios das indústrias de construção civil e extração mineral (Brady e Brown, 26). Nesta dissertação, aplicam-se princípios de mecânica das rochas, ciência teórico-aplicada que estuda o comportamento mecânico das rochas e dos maciços rochosos e que interpreta as resposta dos maciços sujeitos à ação de esforços solicitantes. Essa ciência é hoje imprescindível na avaliação das condições de operabilidade dos ambientes de mineração em geral. Os princípios teóricos e empíricos que a mecânica das rochas integra sua multiplicidade de metodologias de análise, as ferramentas e os critérios que considera de extrema relevância, tudo isso pode ser usado para dimensionar com segurança e confiabilidade um leque considerável de estruturas em maciços rochosos (realces, poços de extração, pilares, sistema de contenção, etc.). 8

27 A tendência moderna na gestão dos riscos geotécnicos em mineração é a de apropriar as equipes de mecânica de rochas com metodologias e ferramentas de análise capazes de facilitar o dimensionamento dos layouts de mina e suas escavações respectivas. O processo de desenho e a subsequente otimização do modelo de layout, as escavações específicas ou infra-estrutura em geral para os vários ambientes geotécnicos requer determinadas fases. Nomeadamente, tem-se: a fase de coleta e compilação de informação, em que se definem os modelos necessários (geológico, geotécnico, estrutural, hidrogeológico e outros); a fase em que se definem e caracterizam os domínios geotécnicos específicos, identificam-se e adotam-se mecanismos de quebra, critérios de resistência, etc.; a fase em que se conceituam os desenhos das escavações propriamente ditas, levando-se em conta as especificações do ambiente de operabilidade imposto; a fase de realização das análises de estabilidade e integridade perante os critérios de quebra; e, por último, a fase de implementação que considera a identificação de risco e respectivas análises, monitoramento, etc., tendo-se definido, previamente, o desenho final do layout de lavra otimizado. A Figura 1.1 mostra, esquematicamente, esse processo de desenho e otimização do layout, com vista a minimizar o risco geotécnico. No âmbito do processo de desenho de escavações de mina mencionado, precisamente durante a fase de análise de estabilidade da infra-estrutura proposta, a utilização de metodologias e ferramentas de modelagem numérica torna-se indispensável, sobretudo quando os domínios de análise das escavações apresentam complexidade e variabilidade paramétrica espacial considerável. Em mineração, geralmente, os riscos de natureza geomecânica estão associados aos impactos do desequilíbrio das tensões decorrentes do avanço da lavra. Importa, portanto, averiguar quais os impactos que um desenho de lavra em particular apresenta em função das geometrias e sequenciamento da extração. Escavações com geometria irregular, em que as camadas encaixantes e de minério apresentam propriedades mecânicas distintas, com tensões in situ que variam em magnitude e direção, requerem análises de mecânica de rochas que usem métodos numéricos. A caracterização dos ambientes geotécnicos, por meios de métodos de classificação geotécnica, permite que 9

28 os modelos numéricos integrem essa informação e possibilitem inferências, numa primeira análise, tais como a ordem de grandeza das deformações causadas nas superfícies escavadas e os níveis de variação ou desequilíbrios das tensões induzidas nas escavações adjacentes. Figura 1.1 Processo de desenho e otimização do layout para minimizar o risco geotécnico (Read e Stacey, 29) 1

29 A análise criteriosa dos resultados de simulações numéricas possibilita a definição de medidas mitigadoras dos riscos de desarticulação previstos, que podem envolver a redefinição do desenho do layout de lavra, mudanças nas geometrias das escavações, alteração das especificações das estruturas de suporte (pilares), redimensionamento dos sistemas de contenção, etc. Os resultados provenientes de modelos numéricos requerem apreciação do grau de confiabilidade. É necessário retro-analisar os resultados dos modelos com base nas respostas observadas in situ, provenientes de dados de monitoramento e instrumentação existentes. O processo de retroanálise aplicado nesta dissertação, Figura 1.2 permite validar as premissas consideradas nos modelos, como, por exemplo, confirmar que o valor dos parâmetros situa-se dentro de intervalos aceitáveis, correlacionados com as respostas realmente verificáveis no ambiente real. Figura 1.2 Sequência de análise dos modelos de mecânica de rochas estudados É evidente ser útil a aplicação prática dos princípios, metodologias, ferramentas e domínios da mecânica de rochas ao problema central desta dissertação. Análises bem condicionadas, coerentes e representativas requerem múltiplas interações de natureza empírica, teórica, analítica e numérica. Tais aplicações requerem dados precedentes, experiência, registros de casos históricos, caracterização adequada do maciço, instrumentação, monitoramento, testes físicos e experiência interpretativa na modelagem numérica. São também necessárias informações substantivas e essenciais para interpretar com o maior rigor possível as condições dos maciços rochosos. A escolha e definição do método de lavra a ser empregado em determinada estratégia de mineração dependem da caracterização do ambiente geotécnico prevalecente. O gerenciamento das reações adversas do maciço em função da lavra exige aderência aos 11

30 critérios de estabilidade impostos ao projeto (como, por exemplo, execução de pilares e escavações com as dimensões estipuladas) cuja execução deverá ser controlada de acordo com níveis de tolerância aceitáveis. Diferentes metodologias de lavra exigem critérios diferentes de estabilidade. As modelagens tridimensionais são consideradas as mais indicadas para representar problemas de estabilidade global em ambientes de mina subterrânea (Hoek et al., 1989). A modelagem tridimensional, elástica, permite acomodar o impacto de geometrias e formas tridimensionais complexas e determinar com relativa facilidade computacional a influência destas. Modelos numéricos tridimensionais podem beneficiar-se da flexibilidade do método de elementos de contorno (BEM Boundary Element Method) para conduzir análises de tensões e deformações, induzidas pelo ambiente de lavra, por serem mais expeditos. Os modelos elásticos são utilizados para resolver equações de equilíbrio, continuidade e elasticidade, sendo que poucos parâmetros de entrada precisam ser especificados. As equações de elasticidade requerem apenas a caracterização do estado de tensão pré-lavra (tensão in situ), módulo de Young e coeficiente de Poisson. Neste trabalho, a análise geotécnica com modelos numéricos considera as características mecânicas do maciço rochoso nas áreas de interesse, a natureza tridimensional dos corpos de minério, o aumento da tensão com respeito à profundidade e a diferença entre as propriedades de resistência das rochas do hangingwall e footwall, relativamente à rocha do minério. Os modelos são calibrados com base em observações de campo, dados de classificação do maciço rochoso, bem como o conhecimento dos profissionais geotécnicos consultados que trabalham diariamente na mina. Em geral, os resultados da modelagem podem ser avaliados do ponto de vista de um determinado critério de ruptura. Neste estudo, foi aplicado o critério de ruptura de Mohr-Coulomb. Em face da variabilidade espacial dos resultados dos indicadores de risco geotécnico considerados (por exemplo, fator de segurança e deslocamento total), os valores gerados nos volumes-solução dos diversos modelos rodados beneficiaram de análises de frequência estatística e probabilística. 12

31 1.5 OBJETIVOS DA DISSERTAÇÃO A dissertação de mestrado aqui apresentada debruça-se sobre a avaliação geotécnica por meio de modelagem numérica tridimensional, na aplicabilidade do método de lavra sublevel-stoping para a extração do corpo Serrotinho (SER) da Mina Cuiabá, caracterizado como um ambiente geológico e geotecnicamente complexo. Essencialmente, pretende-se dimensionar e avaliar, para diferentes profundidades de lavra, a estabilidade dos pilares de sustentação do método sublevel-stoping considerado, nomeadamente os pilares sill e rib, assim como dimensionar os vãos livres longitudinais (strike span) que separam pilares rib. Finalmente, comparam-se as condicionantes de onze layouts diferentes, que somam vinte e quatro modelos computados e analisados, para os quais se determinam as probabilidades de ocorrência de condições instáveis, de acordo com indícios aqui estipulados para ambientes geotécnicos distintos. O ambiente geotécnico da lavra do corpo SER apresenta características particulares. Aí destaca-se uma maior verticalização da mineralização em setores de lavra mais profundos que aqueles já lavrados. Seu estudo exige uma abordagem tridimensional, dada a irregularidade morfológica do corpo mineralizado e das escavações de lavra (realces) projetados; bem como a distribuição não uniforme do estado das tensões in situ. Em geral, o maciço apresenta propriedades mecânicas variadas das rochas constituintes do hangingwall e footwall (xistos), cujas magnitudes de resistência à compressão simples e do módulo de elasticidade se apresentam substancialmente inferiores ao do material do minério (Formação Ferrífera Bandada). Especificamente, pretende-se avaliar a estabilidade de layouts de lavra que compreendam painéis de 6 m de altura vertical, subdivididos em três subníveis de 2m cada. Rib pillars (pilares rib) são distribuídos ao longo dos painéis, espaçados regularmente, cuja distância pretende-se dimensionar. Sill pillars (pilares sill) são projetados para separar cada painel de lavra ou nível; o acesso aos corpos deve ser feito por drifts (desenvolvimento no minério). Para avaliar o impacto do fator profundidade, os resultados da modelagem numérica são reproduzidos para os níveis N15 ao N18, profundidades de 987 e 1184 m, onde as espessuras aparentes (potências) do corpo SER 13

32 variam de 1 a 15 m, e onde o dip apresenta-se aproximadamente com 65º e plunge com 2º. Incluem-se como objetivos intrínsecos do trabalho de modelagem numérica proposto: aplicar conceitos e metodologias de modelagem numérica tridimensional para avaliar o risco geotécnico em lavra subterrânea; analisar, por meio de modelos numéricos, a aplicação do método de lavra sublevel-stoping, como método alternativo para o corpo SER da Mina Cuiabá; demonstrar a utilidade de modelagens tridimensionais com métodos numéricos de contorno na avaliação de geometrias de lavra complexas, introduzindo elementos de calibração nos modelos gerados e utilizando informação histórica sobre o comportamento do maciço; testar os limites de representatividade dos modelos numéricos considerados e identificar as falhas e limitações; propor melhorias na definição, descrição e avaliação das opções de desenho de pilares, por exemplo, na definição e desenho dos rib pillars que limitam os vãos livres de lavra do sublevel-stoping; Validar a condição de estabilidade dos sill pillars propostos para serem utilizados em profundidade, no contexto de análise do layout de lavra do SER; otimizar o comprimento total dos vãos livres de lavra, ao longo do strike, longitudinalmente entre rib pillars; avaliar as condições de estabilidade do maciço rochoso no domínio de interesse como um todo; recomendar condições de execução do sublevel-stoping para a Mina Cuiabá; mostrar, em última análise, a integração possível e essencial entre modelagem numérica geotécnica e desenho de layouts no planejamento de mina. 14

33 1.6 METODOLOGIA ADOTADA Formulado o problema e objetivos desta dissertação de mestrado, tornou-se necessário consultar a bibliografia disponível sobre a questão, a fim de expor alguns conceitos relacionados à geologia, mecânica de rochas, método de lavra com sublevel-stoping e dimensionamento de pilares, presentes em várias publicações, inclusive em artigos de modelagem numérica focados no uso de elementos de contorno e, essencialmente, no uso do software MAP3D. As visitas técnicas regulares à Mina Cuiabá permitiram definir os limites e domínios do problema em análise, incluindo as variantes do layout de lavra a serem estudadas pelo método sublevel-stoping, aplicado no corpo SER. Procedeu-se, ainda, a coleta sistemática de dados e identificação de parâmetros geotécnicos, com o propósito de caracterizar representativamente o ambiente geotécnico e operacional a ser modelado. Metodologicamente, de forma sistemática, compilam-se as informações abaixo indicadas para conduzir as respectivas análises referentes à: coleta e compilação bibliográfica aplicável ao estudo proposto, o que inclui o conhecimento, state-of-the-art sobre integração de modelagem numérica e desenho de mina; levantamento dos trabalhos geotécnicos prévios, bem como os de modelagem numérica referentes à Mina Cuiabá e, mais especificamente, do corpo de minério SER em questão; visitas técnicas programadas ao subsolo da Mina Cuiabá, corpo SER, para apreciação das condições in situ a serem representadas nos modelos; descrição e uso dos métodos de classificação do maciço aplicáveis, envolvendo, por exemplo: interpretação geológica do maciço; definição de morfologia e composição do maciço modelado; caracterização e descrição das litologias; levantamento de dados de classificação do maciço rochoso (índice Q de Barton e índice Rock Mass Rating, RMR de Bieniawski); verificação dos resultados de ensaios de tensão in situ por sobrefuração (overcoring) realizados previamente; determinação das propriedades mecânicas das litologias representativas (análises 15

34 laboratoriais), determinação das condicionantes operacionais da lavra (geometria de lavra, sequenciamento, etc.), isto é, interatividade com áreas de planejamento de mina, manutenção, produção, etc.; seleção dos dados históricos na região particular da lavra e compilação das geometrias do corpo de minério para representação por modelos numéricos tridimensionais, representativos (simplificados), mediante uso do software de elementos de contorno, MAP3D; coleta de dados para efeito de representação e calibração de modelos numéricos, tal como a identificação das condições de tensões induzidas em raises de ventilação; rodagem de modelos preliminares e calibração com base em condições observadas (coincidência de representação dos estados das tensões); rodagem de modelos finais, calibrados para obtenção de resultados avaliadores das condições de risco; utilização do critério de ruptura de Mohr-Coulomb na avaliação do risco geotécnico; critério de instabilidade com resultado de fator de segurança e deformação total; processamento de resultados com representação probabilística de risco geotécnico inferido dos modelos, encapsulando a variabilidade espacial da instabilidade; apresentação das condicionantes de estabilidade dos vários modelos estudados; compilação de conclusões e identificação de problemáticas e novos desafios. 1.7 ORGANIZAÇÃO DA DISSERTAÇÃO Esta dissertação constitui-se de um único volume, subdividido em sete capítulos. Ao capítulo de introdução, seguem-se cinco outros que desenvolvem o tema principal abordado, finalizados com um capítulo que traz as conclusões e sugestões de pesquisa complementares. Abaixo, segue uma breve apresentação dos assuntos expostos em cada um desses capítulos. 16

35 Capítulo 1 Introdução. Contextualiza a produção do mineral ouro na perspectiva econômica das últimas décadas; faz as considerações iniciais do tema abordado; enfatiza a problemática relacionada à lavra subterrânea; relaciona a geotecnia e o modelamento numérico na avaliação do risco; explora os objetivos dos trabalhos de modelagem numérica a serem desenvolvidos; sistematiza a metodologia seguida no desenvolvimento das atividades e, por fim, apresenta o conteúdo geral dos capítulos que compõem esta dissertação. Capítulo 2 Revisão: modelos numéricos em mecânica das rochas. Discorre sobre modelos numéricos em mecânica das rochas, a que se segue uma descrição da modelagem computacional, que inclui as principais características do método de elemento de contornos (BEM - Boundary Element Method) e a formulação matemática inerente ao software MAP3D. Neste capítulo, foram sumariados e discutidos alguns trabalhos relevantes que utilizam o mesmo software, com abordagens semelhantes ao problema proposto, bem como os principais resultados alcançados por seus respectivos autores. Capítulo 3 Mina Cuiabá. Neste capítulo, situa-se o ambiente da Mina Cuiabá. Aí apresenta-se um breve histórico das atividades de mineração no local, faz-se uma abordagem dos aspectos gerais da mina, retratam-se as características geológicas do maciço rochoso, os aspectos geotécnicos e operacionais. As características geotécnicas incluem classificação do maciço rochoso, medição de tensão in situ, propriedades gerais de resistência e deformabilidade das rochas. Os aspectos operacionais dizem respeito ao método de lavra atualmente utilizado, sistema de contenção aplicado, as características do enchimento, os sistemas de monitoramento e instrumentação da Mina. Capítulo 4 Modelos numéricos tridimensionais do corpo Serrotinho. Aí, abordamse as características gerais do corpo de minério a ser modelado, bem como as justificativas para a escolha do método de lavra proposto. Este capítulo apresenta também os modelos selecionados para efetuar a calibração e suas características principais. 17

36 Capítulo 5 Atributos e critérios propostos para as simulações numéricas. Este capítulo apresenta uma descrição dos modelos numéricos simulados, a representação dos layouts, as condições geológicas assumidas, as propriedades geotécnicas dos dados de entrada estimados, as tensões aplicadas, a sequência de lavra estabelecida e as limitações da análise numérica. Adicionalmente, são apresentados os critérios de análise utilizados para caracterizar e mensurar as condições instáveis dos modelos rodados, indicando-se as técnicas utilizadas para caracterizar risco de instabilidade, no contexto desta dissertação. Capítulo 6 Resultados e avaliação da estabilidade das variantes sublevel. Neste capítulo, mostram-se os resultados das análises das condições de instabilidade, de acordo com os critérios estabelecidos, como, por exemplo a distribuição dos fatores de segurança no entorno dos pilares e as deformações totais computadas no hangingwall para vários modelos do método sublevel-stoping simulados; discutem-se as tendências gerais, as implicações das condicionantes dos layouts testados, evidenciando-se condições potenciais de instabilidade. Definem-se corolários de aplicação geral, como guias para o desenho de layouts de lavra em geral. Mostra-se, por fim, a aplicação efetiva das técnicas de análise numérica e de pós-processamento. Capítulo 7 Conclusões gerais e sugestões para pesquisas futuras. Este capítulo sintetiza as conclusões derivadas dos capítulos anteriores. Levanta os pontos relevantes, observados a partir da comparação dos resultados das análises. Condensa detalhes sobre a aplicabilidade e sobre as limitações das ferramentas e metodologias utilizadas nesta dissertação. Aponta lacunas no conhecimento de mecânica de rochas, relacionadas, especificamente, com as análises realizadas e sugere temas possíveis para investigações futuras. 18

37 2 Capítulo 2: revisão: mod elo s numérico s em mecânica d as ro chas C a p í t u l o 2 REVISÃO: MODELOS NUMÉRICOS EM MECÂNICA DAS ROCHAS 2.1 INTRODUÇÃO Neste capítulo, pretende-se sintetizar e discutir trabalhos relevantes que tratam dos modelos usados na análise de problemas de mecânica de rochas, criados para racionalizar e antecipar as condições das prováveis instabilidades num maciço em face de determinadas condicionantes e características operacionais do meio. Seu emprego possibilita previsões das condições que podem vir a ocorrer perante alterações futuras causadas pela influência da lavra. Ao antecipar ocorrências de instabilidade indesejadas, esses modelos permitem levantar riscos respectivos e planejar ações mitigadoras correspondentes. No Brasil, em particular nos setores de mineração aurífera de Minas Gerais, mais especificamente nas minas da AngloGold Ashanti (domínio de interesse deste trabalho), o uso de métodos de análise computacional para dimensionar problemas de mecânica de rochas tornou-se rotina na última década (Lorig et al., e Barbosa, ). A complexidade morfológica dos corpos de minério e dos ambientes geotécnicos, a irregularidade geométrica das escavações realizadas para promover a extração, bem como a possibilidade de múltiplos cenários operacionais a serem considerados, tudo isso suscita a necessidade de aplicação de métodos computacionais sofisticados para analisar e solucionar apropriadamente as condicionantes e impactos geomecânicos no conjunto das operações de mineração. 19

38 Métodos físico-analíticos simples As tentativas iniciais de desenvolvimento da capacidade de previsão do comportamento dos maciços envolveram estudos analíticos de modelos físicos das minas. Seu objetivo geral era a identificação de condições que poderiam causar quebras significativas nos protótipos. Uma das grandes dificuldades observadas nesses procedimentos era a manutenção da similaridade e das propriedades dos materiais representativos e das cargas aplicadas. Brady e Brown (26) afirmam que os métodos físico-analíticos para simular condições dos maciços são inerentemente limitados na sua aplicação potencial como ferramenta de previsão em mecânica de rochas e, consequentemente, em desenho de mina - a exceção são os modelos físicos base-fricção formulados por Bray e Goodman (1981), os quais se referem a métodos simples para tratar estruturas no maciço rochoso por meio do uso de modelos bidimensionais (2D) para examinar seções discretas particulares, porém supostamente representativas do ambiente de mina de maiores dimensões. Naturalmente, um modelo físico de uma estrutura simples em particular, como os modelos de Bray e Goodman, não gera informações suficientes sobre o estado das tensões e deformações no interior do meio de análise. Um dos primeiros métodos quantitativos e estruturais que proporcionaram a identificação dos estados de tensões internas de um determinado corpo sujeito às cargas aplicadas foi o método físiso-analítico de foto-elasticidade. Ele expressa o princípio de que, em duas dimensões, para as condições de elasticidade isotrópica, a distribuição das tensões é inerente às propriedades elásticas do material usado; e tais distribuições são iguais quer em condições de tensões-planas (plain-stress) ou deformações-planas (plain-strain). Mas esse método, como ferramenta de previsão do estado das tensões num meio, é demasiado laborioso e não representativo. Por essa representatividade limitada, pelo esforço e custo elevado, assim como pela baixa previsibilidade do comportamento dos maciços, os modelos físico-analíticos, em geral, não são considerados ferramentas aplicáveis na análise de problemas complexos de geomecânica em ambientes de mineração. 2

39 Métodos computacionais de análise de tensões As soluções analíticas e explícitas que revelam o estado das tensões e deformações induzidas são de grande complexidade mesmo para geometrias bidimensionais simples, como, por exemplo, uma escavação elíptica. A maioria dos desenhos de mina inclui problemas de mecânica de rochas onde ocorre a interação entre escavações com geometrias irregulares situadas em ambientes geotécnicos diversos, com não-linearidade e não-homogeneidade. Os problemas tornam-se de tal forma complexos que não é possível sua análise por métodos analíticos convencionais. A solução de tais problemas complexos (na maioria multidirecionais) pode ser obtida por meio de métodos computacionais. Existem diversos métodos computacionais com base em análise numérica que podem ser usados para representar o comportamento de um maciço rochoso. Neste capítulo, são apresentados os mais comuns e disponíveis comercialmente, com suas principais características, a que se segue o código numérico MAP3D, a ferramenta utilizada nas simulações numéricas que são o foco desta dissertação. Os conceitos relevantes e inerentes a este trabalho são também aqui tratados, acrescentando-se ainda uma revisão bibliográfica sucinta sobre aspectos relacionados à modelagem numérica em ambientes de mineração, cuja abordagem é semelhante ao problema aqui analisado. 2.2 MÉTODOS COMPUTACIONAIS Diferentes métodos computacionais existem para modelar numericamente o comportamento de aberturas subterrâneas realizadas nos maciços rochosos. Citam-se entre os mais divulgados: o método de diferenças finitas (Finite Difference Method, FDM); o método de elementos de contorno (Boundary Element Method, BEM); o método de elementos distintos (Discrete Element Method, DEM) e o método de elementos finitos (Finite Element Method, FEM). Fundamentalmente, as técnicas de simulação numérica mencionadas podem ser divididas em dois grupos metodológicos, conforme se vê a seguir. Métodos diferenciais de domínio, em que o interior do maciço rochoso, como 21

40 um todo, é subdividido (discretizado) em elementos numéricos simples, sendo que cada um dos elementos pode assumir propriedades mecânicas distintas. Os elementos numéricos simples interagem entre si e o comportamento do conjunto desses elementos permite analisar o comportamento global do modelo. Neste grupo enquadram-se os métodos FEM, DEM e FDM. Nos métodos diferenciais, o procedimento para uma solução envolve aproximações numéricas das equações governantes, as equações diferenciais de equilíbrio, relações de deformação-deslocamento e das soluções do método clássico de elementos finitos. Métodos integrais de contorno, em que apenas as regiões de interesse das escavações são subdivididas em elementos numéricos simples e a região do interior do maciço rochoso é representado matematicamente por um meio contínuo, homogêneo e infinito. O método de contorno é representado pelo BEM. As diferenças na formulação entre métodos diferenciais e integrais de análise implicam em várias vantagens e desvantagens. Pode ocorrer que os métodos de domínio e de contorno sejam combinados na forma de métodos híbridos, a fim de utilizar as vantagens de cada um deles para a solução de problemas complexos, como, por exemplo, em situações em que ocorram comportamentos não-lineares próximos do contorno de uma escavação rodeada por domínios distantes com comportamento elástico. Abaixo, apresentam-se as principais particularidades dos métodos numéricos, frequentemente usados na solução de problemas geotécnicos e de mecânica de rochas em mineração Método de elementos finitos (FEM) O método de elementos finitos é adequado para problemas de materiais heterogêneos e com propriedades não-lineares. Nele, os pontos nodais do maciço rochoso são correlacionados com o estado de uma região finita, fechada, formada por estes mesmos pontos, que passam a ser tratados como elementos. De modo que a situação a ser 22

41 considerada na modelagem numérica ocorre com a divisão do problema em diversos elementos. Visto que este método não é adequado para modelar contornos infinitos, é necessário discretizar uma área maior que aquela de interesse e aplicar as condições de contorno apropriadas às laterais mais externas dos elementos ou, ainda, criar elementos com laterais que se estendem até o infinito. A malha de elementos finitos pode ser melhorada com o uso de programas de pré-processamento, enquanto que as descontinuidades requerem a aplicação de relações constitutivas explícitas. No FEM, as propriedades são atribuídas a cada um dos elementos, as condições de contorno são definidas, as cargas determinadas e uma técnica implícita de construção de sistemas de equações lineares é resolvida por dedução matricial para caracterizar a distribuição de cargas de equilíbrio. Os materiais de comportamento não-linear são considerados como um coeficiente de modificação da rigidez e/ou pelo ajuste de variáveis de tensão e deformação inicial, realizadas de forma interativa para satisfazer o estado de carregamento adotado. Com efeito, a resposta de um sistema não-linear geralmente depende da sequência de carregamento modelado que deve representar as respostas obtidas em campo. Por isso, o carregamento total é aplicado na forma de incrementos de carga, sendo que cada incremento deve ser pequeno o suficiente para garantir que a convergência da solução seja atingida em poucas interações. Em sistemas lineares e ligeiramente não-lineares, o uso da técnica implícita pode ser aplicado com sucesso, mas quando a não-linearidade do sistema cresce, faz-se necessário aplicar acréscimos de carregamento menores. Esses carregamentos menores implicam em maior tempo de computação, devido ao maior número de formulações e cálculo matricial Método de diferenças finitas (FDM) O método de diferenças finitas apresenta-se similar ao método de elementos finitos, FEM, no que se refere à discretização e à aplicação das condições de contorno, diferenciando-se quanto ao processamento do cálculo. Aqui, aplica-se uma técnica explícita (solução por interação) para obtenção da distribuição das forças de desequilíbrio. Nesta técnica, incrementos de carga total são aplicados aos elementos, 23

42 que transmitem um resíduo de carga aos elementos vizinhos, que equilibram seu estado e redistribuem a carga. O processo de distribuição de forças estende-se por toda a malha discretizada, ocorrendo um número de interações suficientes, até que a carga de desequilíbrio seja desprezível. No caso da análise de comportamento não-linear, têm-se cargas menores aplicadas e, à medida que a não-linearidade cresce, ocorre o decréscimo dos incrementos de carga para melhor representar o comportamento do maciço. O incremento de cargas pode ser solucionado de maneira similar aos modelos de comportamento quase-dinâmico, apropriado para o caso de solução explícita (relaxação dinâmica). A solução explícita consiste no equilíbrio de forças atuantes no ponto de interação do material, que resulta numa aceleração da massa associada ao ponto. A lei de movimento de Newton é aplicada, a equação diferencial produz incrementos de deslocamentos e as relações constitutivas aplicadas resultam em novas forças para cada ponto de integração do modelo. A principal vantagem desta técnica é permitir o ajuste da geometria, bem como da não-linearidade, com relativa facilidade. Caracteriza-se como desvantagem a possibilidade de não ser atingida a convergência numérica em decorrência do mau condicionamento do modelo; a falha, entretanto, pode ser identificada Método de elementos distintos (DEM) O método de elementos distintos trata o maciço rochoso como descontínuo, em que a superposição de blocos quase-rígidos interage através de juntas deformáveis que apresentam rigidez definida. Baseia-se ele na relação força-deslocamento que determina a interação entre as unidades quase-rígidas e a lei de movimento, que determina deslocamentos induzidos nos blocos em virtude da força de equilíbrio. O movimento dos blocos é calculado por uma série de incrementos de deslocamento, controlados por inúmeras interações dos intervalos de tempo até que o equilíbrio seja atingido no modelo. A solução explícita aplicada ao método permite que equações diferenciais sejam geradas a cada etapa do cálculo. 24

43 A principal vantagem deste método é possibilitar a representação de grandes deslocamentos nos contatos representados pela superposição de blocos adjacentes. Sua desvantagem decorre de sua complexidade, que exige maior habilidade e experiência na modelagem, bem como na obtenção dos parâmetros das descontinuidades e do maciço rochoso Método de elementos de contorno (BEM) O método de elementos de contorno, um método integral, considera a divisão de elementos apenas para a superfície de interesse da escavação e a superfície de descontinuidades. Nos métodos integrais para análise de tensões, o problema é especificado e resolvido em relação aos valores de superfície das variáveis espaciais de tensão e deslocamento. Por exigir apenas definição e discretização do domínio de fronteira, o método de elementos de contorno permite, efetivamente, reduzir a ordem dimensional do problema numérico. A implicação é uma vantagem em eficiência computacional, quando se compara com os métodos diferenciais. Logo, em muitos casos, os métodos de elementos de contorno podem atacar problemas de geometrias complexas com relativa facilidade. Os métodos de elemento de contorno modelam corretamente as condições de contorno em campos distantes, restringindo erros de discretização do problema, e garantem variação contínua das tensões e deslocamentos no meio. É um método desenvolvido para meios infinitos, sendo a representação de descontinuidades possível com relativo esforço computacional. Com efeito, meios com descontinuidades significativas não podem ser caracterizados por este método. Entretanto, ao se tratar de geometrias complexas, tridimensionais, em meios homogêneos e elásticos, as análises numéricas realizadas com métodos de elementos de contorno são bem sucedidas. A relativa simplicidade e flexibilidade computacional dos métodos BEM permitem condições preferenciais de uso quando há necessidade de avaliação de múltiplos cenários operacionais, considerando-se modelos com grande variabilidade geométrica, a 25

44 partir dos quais se pretende obter uma ordem de grandeza dos parâmetros impactantes, bem como identificar fatores de risco de instabilidade em função da variação das tensões. Foram estas as razões pelas quais se optou pelo uso dos métodos de elementos de contorno (BEM) nas análises desta dissertação. A ferramenta BEM usada foi o MAP3D. 2.3 FERRAMENTAS PARA ANÁLISE NUMÉRICA O código numérico MAP3D (Wiles, 199) foi o selecionado para representar numericamente e simular os cenários de lavra do corpo Serrotinho, foco desta dissertação. As análises realizadas foram puramente elásticas. Este software é baseado na formulação do método de elemento de contorno, BEM, para meios infinitos, elásticos e homogêneos. O MAP3D permite, com certa facilidade, a construção de layouts tridimensionais relativamente complexos, a partir de geometrias realísticas de mina geradas em formato CAD. Ele favorece a visualização integral do modelo em três dimensões, assim como permite realizar análises de estabilidade de acordo com critérios e modelos constitutivos multivariáveis. O MAP3D possibilita análises tridimensionais para inferir condições potenciais de instabilidade nos maciços e escavações, computando o estado das tensões e deformações nos domínios pretendidos. Os volumes escavados de lavra, túneis, travessas, etc., podem ser representados dentro de zoneamentos diferenciados do material rochoso, com propriedades mecânicas distintas. Os modelos podem ser discretizados automaticamente mediante manipulação de alguns poucos parâmetros, o que permite o adensamento das malhas de elemento-solução em volumes de dimensão variável. O software é especificamente utilizado na modelagem de maciços rochosos que envolvem problemas de geometrias irregulares, tridimensionais, das escavações subterrâneas. Tem sido utilizado em projetos que requerem análise de desenhos de mina, por exemplo, de subsolo e superfície; de condições de instabilidade de acessos; desenho de depósitos nucleares; simulações de programação de ruptura; problemas de 26

45 escorregamentos por falhas; retroanálise de tensão in situ; estabilidade de taludes; avaliação de fraturamento hidráulico; ruptura de taludes, etc. Wiles (27) aventa que existem esforços de pesquisa e desenvolvimento para estender a aplicabilidade do MAP3D ao modelamento tridimensional de rochas plásticas e incluir capacidade para simulação de unidades de suporte, capacidade de detecção do potencial de rock bursting, etc. O software permite análise de múltiplos passos do sequenciamento de lavra, cada passo compreendendo zonas de materiais com diferentes propriedades, variados estados de tensão, incluindo-se descontinuidades num número limitado, com características pseudo-discretas. O MAP3D baseia-se no método indireto de elementos de contorno (Butterfield e Banerjee, 1981). Dois tipos distintos de elementos de contorno nele são usados: elementos de Força Fictícia (FF) e elementos Deslocamento de Descontinuidade (DD). Os elementos FF são usados para caracterizar superfícies e contornos de escavação de volume irregular, permitindo materiais de propriedades distintas. Os elementos DD são normalmente utilizados para caracterizar superfícies planas nos maciços, por exemplo: juntas, falhas, fraturas e outras descontinuidades e superfícies de lavra do subsolo (normalmente geometrias tabulares). O código MAP3D possibilita a simulação de escavações simples com formas tabulares, e escavações com forma irregular e complexa, permitindo geometrias detalhadas. Elementos de contorno inativos podem ser utilizados para efeitos de visualização e compreensão espacial do modelo, porém estes integram a construção das superfícies de escavação, sem que sejam computados nas interações das análises de tensões. A formulação do método BEM, aplicado no MAP3D, oferece vantagens em relação a outras técnicas de análise de tensão-deformação. Por exemplo, dependendo do detalhe e volume dos domínios modelados, os métodos diretos BEM requerem aproximadamente o dobro do esforço computacional para resolver a matriz de elementos de contorno, quando comparados aos métodos indiretos. Para reduzir o impacto de tais limitações, os métodos indiretos BEM aplicam técnicas de lumping que tendem a reduzir o tamanho da matriz-solução, reduzindo o esforço computacional. A dificuldade na construção do 27

46 modelo ou na interpretação dos resultados depende da complexidade exigida, suficiente para conduzir a simulação. Nos métodos BEM do MAP3D, o material rochoso situado espacialmente fora dos contornos estipulados é considerado como material sólido, constituinte da rocha encaixante pré-estipulada Detalhes relevantes da formulação do método de elementos de contorno A modelagem numérica é uma tentativa de simulação matemática do comportamento do maciço rochoso numa mineração. No modelo, devem ser especificadas: as condições iniciais e de fronteira (carga pré-lavra com a magnitude e a orientação das tensões in situ); a geometria das escavações; as condições de equilíbrio e de continuidade requeridas; e, por fim, as condicionantes de elasticidade e/ou linearidade aplicáveis. Pelas equações de equilíbrio estático, a aplicação de forças sempre deve estar balanceada em todas as regiões do modelo. Assim, representado o domínio de análise como um cubo de volume unitário do material rochoso extraído (Figura 2.1), espera-se que, para um dado estado de tensões preliminares, todas as tensões nele aplicáveis mantenham o equilíbrio, o volume especificado e as condições que podem ser representadas pelo sistema de equações diferenciais de equilíbrio, Equações (2.1). Onde σ ii / x representam os gradientes da distribuição das tensões nos respectivos eixos coordenados. Figura 2.1 Representação das tensões de equilíbrio num cubo representativo de material rochoso 28

47 σ xx / x + τ xy / y + τ xz / z + X = τ xy / x + σ yy / y + τ yz / z + Y = τ xz / x + τ yz / y + σ zz / z + Z = (2.1) σ xx, σ yy e σ zz correspondem às tensões normais agindo numa porção da superfície/ corpo, sendo que o primeiro índice indica o eixo da normal ao plano da seção e o segundo índice, o eixo na direção em que a componente atua, por exemplo, σ xx caracteriza-se pela tensão normal agindo no plano x e na direção x. Enquanto que, τ xy, τ xz, τ yz correspondem às tensões cisalhantes agindo numa porção da superfície/corpo. Notar que os termos X, Y e Z representam as forças do corpo que podem ser utilizadas para aplicar qualquer tipo de carregamento externo (por exemplo, como resultado de efeitos de temperatura, pressão de fluidos, efeitos de carga não-linear, etc.). As condições definidas pelas equações diferenciais, Equações (2.2), dos gradientes das tensões e deformações são aplicadas. As Equações (2.2) de continuidade do maciço rochoso determinam que a massa de material deve ser mantida, isto é, garantem a aplicabilidade do princípio de conservação de massa. ²ε xx / y² + ²ε yy / x² = 2 ²ε xy / x / y ²ε yy / z² + ²ε zz / y² = 2 ²ε yz / y / z ²ε zz / x² + ²ε xx / z² = 2 ²ε zx / z / z ²ε xx / y / z = / x (- ε yz / x + ε zx / y + ε xy / z) ²ε yy / z / x = / y (- ε zx / y + ε xy / z + ε yz / x) ²ε zz / x / y = / z (- ε xy / z + ε yz / x + ε zx / y) (2.2) onde ε xx, ε yy, ε zz e ε xy, ε yz, ε zx representam as deformações normais e cisalhantes relativamente aos planos aplicados e às direções coordenadas respectivas. Nos volumes de rocha onde as tensões não excedem a resistência, o material rochoso deforma de maneira linear-elástica, tal que as tensões variam diretamente proporcionais às deformações. Esta condição e as respostas são representadas pelo próximo sistema de equações, Equação (2.3). 29

48 σ xx = σ xx + [(1 υ) ε xx + υ (ε yy + ε zz )] E / [(1 + υ) (1-2υ)] σ yy = σ yy + [(1 υ) ε yy + υ (ε zz + ε xx ] E / [(1 + υ) (1-2υ)] σ zz = σ zz + [(1 υ) ε zz + υ (ε xx + ε yy ] E / [(1 + υ) (1-2υ)] τ xy = τ xy + ε xy E / (1 + υ) τ yz = τ yz + ε yz E / (1 + υ) τ zx = τ zx + ε zx E / (1 + υ) (2.3) onde E é o módulo de elasticidade ou módulo de Young, e υ representa o coeficiente ou razão de Poisson. As variáveis de tensões normais, σ, e tensões cisalhantes, τ, representam as tensões de pré-lavra ou de campo afastado, cujas influências são incorporadas no comportamento físico do meio, de acordo com a Lei de Hooke. Nos locais onde as tensões se apresentam altamente concentradas, a ponto de excederem a resistência do material (condição de não-linearidade), a rocha poderá relaxar perante a magnitude de tais esforços. As deformações permitidas ocorrem até que a dissipação de carga equalize a resistência do material. Esta ocorrência pode ser acompanhada por alguma dilatação. As equações de equilíbrio e de continuidade são expressas como equações diferenciais. A solução destas equações requer que elas sejam integradas sob o volume do maciço rochoso, tal que as condições de contorno sejam apropriadamente satisfeitas. No método BEM aplicado nesta dissertação, as equações diferenciais de equilíbrio são integradas analiticamente, para depois se aplicar a aproximação numérica que satisfaça as condições de contorno. De modo que aplica-se uma aproximação numérica que resulta num conjunto de equações que descrevem como as diversas partes do maciço rochoso interagem umas com as outras. O BEM usado no MAP3D considera o seguinte esquema de cálculo das tensões resultantes, Equação (2.4): σ superficie = σ campo afastado + M P (2.4) 3

49 Considerando que as cargas num elemento de contorno são computadas em função das tensões no campo afastado, σ campo afastado ; em função do número de condições representado pelo conjunto de equações diferenciais, M, computadas simultaneamente; e em função das cargas, ou deformações, P, que necessitam ser aplicadas para promover equilíbrio e reduzir a zero as tensões superficiais na face das escavações. As equações apresentadas precisam ser solucionadas simultaneamente, de modo que as condições de contorno sejam satisfeitas. Resultados das análises de tensões permitem identificar, por exemplo, condições de sobretensão (over-stress) ou fluência (yield), que, por sua vez, indicam a necessidade de melhoria do sistema de suporte local. Os modelos numéricos são aproximações da realidade. Um modelo busca prever, com relativa exatidão, a resposta do maciço rochoso com relação, por exemplo, à abertura de uma escavação. As simulações permitem comparar alternativas de layout e sequência de lavra, favorecendo o desenvolvimento de estratégias para lidar com determinada situação que poderia ocorrer Características de um modelo elástico Um modelo mecânico elástico pode ser representado por uma mola com uma constante elástica. As tensões nele aplicadas geram deformações que são completamente reversíveis durante a etapa de descarregamento, de modo que a mola deformada retoma seu comprimento original após cessarem as forças nela aplicadas. Existe, portanto, uma relação linear entre tensão e deformação, definida como Lei de Hooke. A formulação da lei de Hooke é trivial; daí que aqui se pretende ressaltar apenas as implicações dos modelos elásticos em modelagem. Abaixo, aparecem em destaque as vantagens dos modelos elásticos. permitem acomodar formas tridimensionais complexas; esforço computacional relativamente rápido e econômico; fáceis de implementar em códigos numéricos; resultados confiáveis em que o volume de fluência é relativamente pequeno; resolvem equações de equilíbrio, continuidade e elasticidade com a 31

50 especificação de poucos parâmetros; requerem apenas especificações do estado de tensão pré-lavra, módulo de elasticidade e coeficiente de Poisson; procede-se a calibração de modo mais fácil/ simples. Nos modelos elásticos, observam-se as limitações abaixo relacionadas. assumem propriedades de dureza infinita para os materiais caracterizados; impedem que o dano no maciço ocorra fisicamente; impossibilitam a recriação da malha de tensão; mostram ser inadequados quando a malha de tensão é importante; retratam que a tensão não é redistribuída nas áreas de fluência; apresentam deslocamentos muitas vezes não-usuais Módulo de deformação (de Young) O módulo de deformação para um dado material (E) é definido como a razão entre as tensões normais e as deformações normais, quando o aumento das deformações é causado pelo correspondente aumento das tensões. Para cargas elásticas, o termo módulo de elasticidade é usado para determinar essa propriedade. Em geral, o módulo de deformação pode ser obtido pela aproximação linear da curva tensão (σ) versus deformação (ε), no nível de tensão correspondente à metade da resistência registrada num ensaio à compressão uniaxial. No exemplo de uma curva tensão-deformação da Figura 2.2, presume-se que a amostra seja elástica e os esforços de deformação/extensão sejam totalmente recuperáveis na descarga (até determinado limite de deformação). O módulo de elasticidade pode ser representado com melhor precisão através da tangente à curva tensão-deformação representativa dos ciclos de carga e descarga realizados durante um ensaio de resistência à compressão simples (UCS). O módulo calculado a 5% do valor de resistência à compressão simples, designado por módulo de elasticidade tangente, é o resultado que mais se aproxima do módulo de elasticidade real, o qual seria verificado no trecho correspondente à porção linear da curva tensão-deformação. 32

51 Outra maneira de obter o módulo de deformação é através da reta secante que se origina no ponto de tensão igual a zero e estende-se até uma porcentagem qualquer do valor máximo de resistência à compressão simples, mas geralmente é fixada num ponto também em 5% do valor de resistência à compressão simples da amostra ensaiada. Figura 2.2 Exemplo de determinação do módulo de elasticidade, E T5, para uma dada curva tensão-deformação Coeficiente de Poisson O coeficiente ou razão de Poisson, υ, é um parâmetro necessário para as análises numéricas em MAP3D, característica do material sólido cuja unidade de grandeza é um número adimensional. Ele reflete o grau de deformação radial relativamente à deformação axial que um volume de material sofre para determinado incremento na tensão ou carga. Obtém-se o coeficiente de Poisson quando as grandezas das extensões laterais de corpos sólidos são proporcionais à grandeza da extensão direta e com sinal contrário a esta. Os sólidos (corpo de prova ou porção de rocha) sofrem deformações no plano perpendicular à tensão originada quando submetidos a um esforço de tração simples ou compressão. O coeficiente de Poisson, υ, para corpos contínuos, homogêneos e isotrópicos é sempre menor ou igual a,5. Para efeitos de modelagem numérica, com intuito de considerar avaliações físicas das características do maciço através de metodologias de 33

52 ranqueamento e classificações (por exemplo, índices Q, RMR, GSI, etc.), o parâmetro pode ser determinado pelo ensaio laboratorial de compressão uniaxial ou, ainda, estimado a partir de Hoek et al. (1995), pela Equação (2.5). υ =,32,15. GSI (2.5) onde GSI refere-se ao parâmetro Geological Strength Índex (índice de resistência geológica), obtido por meio de classificação geotécnica do maciço Critério de ruptura Mohr-Coulomb A maior parte dos modelos constitutivos para o comportamento de maciços rochosos considera a envoltória linear de ruptura do critério clássico de Mohr-Coulomb, embora, na realidade, o comportamento do maciço não seja estritamente linear, como um todo. O critério de ruptura Mohr-Coulomb pode ser explicado supondo-se diversas amostras coletadas num mesmo maciço e submetidas à realização do ensaio de cisalhamento, que será composto por duas parcelas: a coesão, c; e o ângulo de atrito,. Cada amostra contém um plano de acamamento cimentado, de modo que uma força deve ser aplicada com o objetivo de promover a separação da amostra em questão. No ensaio de cisalhamento, as amostras são submetidas a uma tensão, σ, normal ao plano de acamamento. O deslocamento, u, é medido na sequência da aplicação de uma tensão cisalhante, τ, conforme mostra a Figura 2.3a. O gráfico apresentado na Figura 2.3b é obtido plotando-se os valores da tensão cisalhante, τ, para os respectivos deslocamentos, u. Figura 2.3 (a) (b) a) Conceitual de um ensaio de cisalhamento; b) Curva típica tensão cisalhante-deslocamento 34

53 A tensão cisalhante tende a aumentar rapidamente até que o pico de resistência seja atingido. Tal comportamento corresponde à soma da resistência do material unido por um plano de acamamento e a resistência à fricção das superfícies combinadas. Para pequenos deslocamentos, a amostra se comporta de modo elástico e a tensão cisalhante é linear. À medida que as forças resistentes ao movimento são superadas pela tensão cisalhante, a curva torna-se não-linear e a tensão cisalhante alcança um ponto máximo (de pico) designado de τ p. Após atingir esse valor de pico, a tensão cisalhante necessária para causar um deslocamento, u, decresce rapidamente até um valor que se torna constante, o que é chamado tensão cisalhante residual, τ r. Plotando-se os valores de τ p ou τ r para os diversos valores de tensões normais em que foram realizados os ensaios, são encontradas as curvas da Figura 2.4a (ou envoltórias de Mohr-Coulomb), onde a inclinação da reta é o ângulo de atrito; e a interseção com o eixo, τ, das tensões cisalhantes é a coesão, c, do material cimentante, existente na descontinuidade que separa os blocos deslizantes. Para superfícies de descontinuidades planares, os pontos experimentais geralmente sobrecaem ao longo de linhas retas (Figura 2.4b). A linha da resistência de pico no espaço cartesiano (τ, σ) tem um ângulo de p e um ponto de interseção com c (coesão), no eixo da resistência ao cisalhamento. Consequentemente, a linha da resistência residual tem um ângulo de r. Observar que as tensões σ 1 e σ 3, no gráfico das envoltórias de Mohr-Coulomb da Figura 2.4a, referem-se à tensão principal máxima e tensão principal mínima, respectivamente. Figura 2.4 (a) Envoltórias de ruptura Mohr-Coulomb (pico e residual) (b) 35

54 A tensão cisalhante de pico, τ p, e residual, τ r ; e a tensão normal, σ n, no plano de ruptura, estão correlacionadas pelas relações de Mohr-Coulomb dadas pela Equação(2.6): τ p = c + σ n tg p τ r = σ n tg r (2.6) onde c é a coesão do material; p e r caracterizam os ângulos de atrito de pico e residual, respectivamente. A tensão cisalhante residual ocorre após a coesão do material cimentante ter sido inteiramente perdida. Normalmente, o atrito residual é menor que o atrito para tensões cisalhantes máximas, ou seja, τ p > τ r. 2.4 MODELAGENS NUMÉRICAS CONFIÁVEIS Wiles (27) discute como quantificar a confiabilidade das previsões dos modelos numéricos e as maneiras de melhorar sua representatividade. A confiabilidade das previsões pode ser melhorada com o refinamento dos modelos. Para tal, é necessário: aperfeiçoar a representação da geometria; incluir estimativas do estado de tensão prélavra; obter de forma mais representativa as propriedades dos materiais rochosos modelados; e implementar relações constitutivas adequadas. Fundamentalmente, é necessário conduzir acertos de calibração nos modelos. Modelos mais complexos implicam aumento do esforço computacional e dificuldade interpretativa de modo que, por vezes, modelos mais simplificados podem ser justificáveis. Quantificar a confiabilidade das previsões dos modelos numéricos implica especificar com precisão quais parâmetros devem ser quantificados. Os resultados de modelos numéricos são afetados pelos dados de entrada e pelas equações inerentes ao método numérico usado na modelagem. A construção dos modelos requer a especificação da geometria de lavra e demais escavações, da geologia (litologia) e do estado de tensão pré-lavra, a determinação do tipo de modelo (elástico ou plástico), a caracterização das propriedades dos materiais e a definição do nível exigível da precisão numérica, a qual influencia o grau de discretização necessário. As análises numéricas envolvem o cálculo das tensões e deformações nos domínios de interesse, e estes podem ser comparados 36

55 com as tensões e/ou deformações observadas no campo, determinando-se, desta forma, o grau de confiabilidade. A geometria das escavações modeladas influencia significativamente o campo de tensões induzidas, pelo qual é importante representar as geometrias tão aproximadas da realidade quanto possível, para garantir confiabilidade e consistência. A representação correta das dimensões de pilares e realces, por exemplo, bem como seu posicionamento espacial no domínio de análise, é importante. Evidentemente, os esforços computacionais aumentam significativamente com o número de elementos numéricos gerados, sobretudo para as construções geométricas existentes e complexas. Por isso, em muitas situações, é necessário realizar simplificações. Tanto quanto possível, a representação geológica do maciço que compreende o domínio a modelar deve ser representativa, pois dela depende a distribuição de tensões. Unidades geológicas mais rígidas concentram energia e, consequentemente, tensão, em virtude do aumento na resistência à deformação; enquanto que unidades geológicas mais brandas tendem a dissipar a concentração de tensões. É fundamental representar o estado de tensão pré-lavra e sua redistribuição e orientação. Conhecer o estado do campo de tensão prevalecente na mina é, pois, imprescindível para garantir confiabilidade nos resultados descritos numericamente. Medições das tensões in situ são aconselháveis, mediante uso de métodos overcoring, por exemplo, ou por observações diretas de fenômenos de sobrepressão que ocorra em ambientes de lavra e desenvolvimento; e/ou do mapeamento das expressões de pontos de concentração de tensão elevada. A escolha do método numérico mais adequado (elementos finitos, diferenças finitas e elementos de contorno, etc.) depende de várias condicionantes. A modelagem tridimensional é requerida sempre que não seja viável representar o problema bidimensionalmente. A modelagem tridimensional elástica supera os principais problemas de equilíbrio comuns nos modelos bidimensionais. O reduzido número de parâmetros de entrada, principal vantagem dos modelos elásticos, facilita o processo de calibração, o que 37

56 implica, consequentemente, tempos relativamente curtos de rodagem (esforço computacional reduzido). A incerteza desses parâmetros pode ser rapidamente quantificada e minimizada por meio de correlações com observações de campo. Como desvantagem nos modelos elásticos, as tensões não são redistribuídas quando a resistência é superada. Em modelagem elástica, a computação da matriz de resultados não depende dos parâmetros de resistência dos materiais modelados, portanto, não se faz necessário calibrar esses parâmetros de entrada dos materiais na fase de acondicionamento numérico. As retroanálises não precisam ser computadas para testar vários parâmetros de resistência, sendo este passo de calibração realizado num processo posterior à fase de análise. Em geral, para todos os modelos, a precisão numérica dos cálculos depende diretamente do refinamento da discretização. O erro numérico pode ser prontamente quantificável e basicamente se resume à razão da distância da superfície mais próxima da escavação, dividida pela largura dos elementos, ou seja, a dimensão dos elementos utilizados para aproximar as equações. Na obtenção de resultados precisos, próximos das superfícies das escavações, é necessário assegurar que o tamanho dos elementos seja comparativamente pequeno (manipulando os fatores de discretização). Cada modelo numérico tem características próprias de erro, os quais dependem dos tipos de elementos usados e dos procedimentos de solução aplicados. Visto que o esforço computacional de análise aumenta consideravelmente com o número de elementos, o uso de poucos elementos com dimensões maiores pode ser viável. Tal procedimento é aceitável desde que não comprometa a precisão do cálculo. Rotineiramente, a precisão numérica é comprometida pela redução no tempo de computação. Wiles (27) enfatiza que a confiabilidade dos modelos numéricos pode ser prontamente quantificada em termos de probabilidade e por comparações diretas com observações do comportamento do maciço no campo. A retroanálise pode ser usada para reduzir dispersão nos resultados. Medidas de otimização do modelo numérico incluem: refinamento da geometria e representação geológica; melhor caracterização do 38

57 estado de tensão pré-lavra; maior rigor nas propriedades dos materiais; diminuição dos erros numéricos; e correlação com observações de campo. 2.5 CONSIDERAÇÃO SOBRE CONCENTRAÇÃO DE TENSÕES EM ESCAVAÇÕES A estabilidade das escavações subterrâneas em rochas duras pode ser afetada por tensão induzida elevada, que causa fatiamento, e pelo relaxamento do maciço rochoso, o qual promove a queda de blocos por gravidade (Kaiser et al.,2). Em ambientes em que ocorre o fenômeno de sobretensão, tais como minas ultraprofundas, ou rasas, mas onde o fator k é elevado; sendo esse fator a razão entre as componentes de tensão horizontal e tensão vertical, a queda de blocos pode ser agravada por níveis altos de tensão induzida. Nestes ambientes as escavações adjacentes são normalmente separadas por uma distância maior que a zona de influência das escavações individuais, promovendo-se um arqueamento do campo de tensões, que, de alguma forma, minimizam a compressão na rocha e, consequentemente, melhoram as condições de estabilidade. Modelos e mecanismos empíricos, representativos de condições de quebra em aberturas subterrâneas causadas por diferentes campos de tensão, são ilustrados na Figura 2.5a. Conceitos do tipo são representados por Martin et al. (1999) para resolver ou controlar problemas no entorno de escavações em rocha, associados com mudanças no campo de tensão. Na Figura 2.5b, referente a uma escavação circular, os pontos próximos às paredes das escavações (por exemplo, o ponto A) podem experimentar acúmulo significativo de tensão, o que conduz ao fatiamento da rocha; enquanto que, em outros locais (como o ponto C), tem-se uma diminuição da tensão (relaxamento). A variação do campo de tensão pode conduzir a diferentes modos de ruptura na rocha. Mudanças nos campos de tensão identificam ainda a potencialidade de uma dada escavação poder integrar um determinado método de lavra, inferir a diluição esperada, ou dimensionar sistemas de contenção apropriados. Consequentemente, torna-se essencial o entendimento do processo de quebra e o conhecimento dos fluxos dos campos de tensão gerados. 39

58 Figura 2.5 (a) (b) Representação de mecanismos empíricos sobre concentração de tensões e quebras associadas 2.6 CONDICIONANTES EMPÍRICAS PARA O DESENHO DE ESCAVAÇÕES ESTÁVEIS 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. 4

59 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): RQD Jr N Q' A B C A B C (2.7) Jn Ja 41

60 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 18 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): RQD Jr N' Q' A B C A B C (2.8) Jn Ja 42

61 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. 43

62 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). 44

63 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., 2; 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 45

64 et al., 2 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 2.1, ainda para um realce sem suporte, onde a tração é plotada como positiva. Também estão plotados, na Figura 2.1, 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 2.1, 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 2.1 Comparação entre o teto confinado e o HW relaxado. Limites transladados para três níveis de tensão/tração (Diederichs, 1999) 46

65 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 (σ T ) nas condições de contorno da escavação, Equação (2.9), onde σ r é a resistência à compressão uniaxial da rocha intacta e σ c é a tensão máxima de compressão induzida. e 11 r c A,9 (para T < ) (2.9) O impacto de um relaxamento moderado (variando de 5 a 1 MPa da média da tração elástica, paralela ao contorno da escavação) é equivalente, aproximadamente, a uma redução de 3% a 5% 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 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, σ 3 <, (Martin et al., 2). 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 47

66 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. 3.2 HISTÓRICO DA MINA Os primeiros registros de trabalhos de garimpagem na região onde se situa a Mina Cuiabá datam de 174. A extração de aluviões era realizada de forma rudimentar à flor da terra ou nos leitos dos rios, de modo que os locais de exploração se esgotavam rapidamente. Os mineiros passaram então a procurar o ouro em camadas e veios subterrâneos, embora não dispusessem de tecnologia e mecanização. Nos primórdios, os trabalhos de lavra eram relativamente perigosos e eram desempenhados em condições insalubres, demandavam elevada disponibilidade de mão-de-obra, sobretudo escrava, resultando em baixo aproveitamento dos veios extraídos. 48

67 No final do século XIX, abriram-se oportunidades para que empresas estrangeiras ingressassem no país com o propósito de obtenção de concessões de direito minerário. Estas importaram e implantaram processos científicos de exploração, tecnologias modernas de ventilação, iluminação, bombeamento e drenagem da água, técnicas inovadoras de desmonte dos maciços rochosos, estruturas de escoramento, britagem e beneficiamento do minério, e outros avanços. Adicionalmente, os empreendimentos passaram a receber gerenciamento administrativo organizado. Em 1877, a St. John Del Rey Mining Company, empresa de origem inglesa, adquiriu a Mina Cuiabá, onde realizou operações de lavra intermitentes até 191. A partir desta data e até 194, ocorreram períodos esporádicos de produção. Por ocasião da Segunda Guerra Mundial, a lavra foi paralisada em decorrência da dificuldade de escoamento do metal para a Europa e suposto esgotamento do corpo de minério explorado. Ao longo das décadas seguintes, houve diversas incorporações, acabando a Mina Cuiabá incorporada na empresa de mineração Morro Velho. Em 1975, a antiga Mineração Morro Velho, à época um empreendimento integralmente brasileiro, se associou à Anglo American, empresa sul-africana de elevado capital e experiência internacional no ramo da mineração. A partir de 1977, a Mina Cuiabá reiniciou trabalhos minuciosos de pesquisa geológica e desenvolvimento de galerias, culminando na reabertura da mina. O nível N3, relativamente raso, foi totalmente desenvolvido, fez-se o primeiro mapeamento geológico detalhado e delineou-se a estrutura geológica geral da mina (Vial,198). Também verificou-se a possibilidade de ampliação da longevidade das operações, cujo projeto de viabilidade teve sua aprovação em A partir de 1985, é iniciada a lavra sistemática dos corpos de minério e a produção do ouro passa à escala industrial, propiciada por tecnologias modernas de mineração em subsolo, centradas numa forte campanha de mecanização. Como fatos relevantes nessa modernização, podem ser destacados: a abertura do poço vertical (shaft); a substituição do sistema de transporte de trilhos por caminhões e carregadeiras sobre pneus; e a introdução do processo de ustulação. Em 1996, a Morro Velho tornou-se subsidiária integral do Grupo Anglo American, e em 1999 passa a pertencer à divisão de ouro, a 49

68 AngloGold, subsequentemente independente e reincorporada como AngloGold Ashanti Brasil Mineração Ltda.(AGABM). Em 21, a AGABM reincorpora mais uma vez o projeto aurífero de Córrego do Sítio em Santa Barbara, que passa a se designar AngloGold Ashanti Córrego do Sítio Mineração Ltda. Em 27, a Mina Cuiabá implementou um processo de expansão de suas atividades para extração do minério até o nível N21, aumentando a vida útil da mina em seis anos, até 222. Foi construída uma nova planta de moagem, concentração gravimétrica e flotação em torno da Mina, com capacidade para tratar até 12 mil t/dia e investiu-se no aumento da capacidade de transporte do shaft. O minério produzido e pré-concentrado na Mina Cuiabá segue transportado via teleférico para a planta industrial de beneficiamento no complexo do Queiroz, em Honório Bicalho, a cerca de 15 km de distância da mina. Atualmente, a Mina Cuiabá produz cerca de 38 t/dia de minério. 3.3 ASPECTOS GERAIS DA MINA A Mina Cuiabá encontra-se no município de Caeté, próxima às cidades de Sabará e Belo Horizonte, no estado de Minas Gerais, Brasil. Localizada no setor NW do Quadrilátero Ferrífero, a 5,5 km a leste de Sabará, nas margens da rodovia MG-262 que liga Belo Horizonte a Caeté, passando por Sabará. A mineralização da Mina Cuiabá associa-se principalmente a um único nível de formação ferrífera bandada (BIF), que se insere numa sequência máfica, tendo, da base para o topo, rochas vulcânicas ultramáficas, máficas, intermediárias, félsicas e sedimentos detríticos com metamorfismo de baixo grau. O maciço mineralizado constitui-se de uma rocha extremamente competente, com comportamento predominantemente elástico e resistência acima de 18 MPa, encaixada numa sequência de rochas xistosas bem menos competentes, com resistência em torno de 56 MPa e apresentando natureza plástica. As rochas encaixantes são altamente anisotrópicas em função de sua marcante foliação, sendo esta a principal condição estrutural que influencia a estabilidade. As zonas de cisalhamento, caracterizadas pela existência de 5

69 veios de quartzo e de foliação milonítica bem desenvolvida, estão presentes em toda a mina, principalmente no lado norte. A mina pode ser classificada como de profundidade relativamente mediana, que atinge aproximadamente 1 m, correspondente ao nível N15. A atividade de extração dos corpos de minério tipo veio ocorre em realces estruturados em vários níveis. Entre os níveis superficiais até o nível N9, os painéis são de 66 m de altura vertical; entre os níveis N9 e N11, medem 44 m de altura; abaixo do nível N11 até o nível N14, os painéis, ainda em fase de desenvolvimento e exposição dos corpos, têm 33 m de altura. A partir da superfície, o acesso principal ao interior da mina e demais áreas operacionais pode ser feito através de um poço vertical, que desce até o nível N11, ou por rampa, por onde circulam todos os equipamentos e veículos automotores, cuja entrada é feita na encosta de um vale, na altura correspondente ao nível N3 da mina. Abaixo do nível N11 até o nível N16, todo o acesso se faz por rampas. 3.4 CARACTERÍSTICAS GEOLÓGICAS Apresentam-se abaixo as características principais do maciço rochoso relativas à geologia regional, estrutural e local da Mina, bem como alguns detalhes de petrografia e hidrotermalismo da região, sabendo que os processos geológicos e intempéricos aí encontrados têm resultado numa grande variedade de materiais naturais Geologia regional O Quadrilátero Ferrífero, onde se insere a Mina Cuiabá, compreende uma área de 72km², localizada na porção centro-sul do estado de Minas Gerais. Em decorrência de seus grandes depósitos minerais, a região tem sido alvo de vários estudos e pesquisas geológicas desde o século XVIII. No contexto geotectônico, o Quadrilátero Ferrífero situa-se na porção meridional do Cráton São Francisco e representa um núcleo cratônico estabilizado no término do Ciclo Brasiliano, com um núcleo mais antigo e maior, denominado de Cráton Paramirin (Almeida, 1981). 51

70 A região compõe-se por três grandes unidades lito-estratigráficas. A primeira é formada pelo Complexo Metamórfico que contém o embasamento cristalino. A seguir, há sequências vulcano-sedimentares do tipo Greenstone Belt, representadas pelo Supergrupo Rio das Velhas. Por último, sobreposta discordante às outras duas, vem a unidade que constitui as sequências plataformais do proterozóico inferior, que correspondem ao Supergrupo Minas, Grupo Sabará e Grupo Itacolomi, sobrepostas por coberturas sedimentares mais recentes, que constituem as Bacias do Gandarela e Fonseca (Zenóbio, 2). O Quadrilátero Ferrífero, portanto, apresenta grande complexidade estrutural, como resultado de vários eventos de deformação que transformaram as camadas metassedimentares em conjuntos de grandes anticlinais e sinclinais, complicados por inversões de camadas e falhamentos de empurrão. A Figura 3.1 destaca diversas dessas estruturas principais, além de dois grandes sistemas de falhas. Figura 3.1 Esboço geológico regional do Quadrilátero Ferrífero e correlação com o Cráton São Francisco (Modificado de Lana, 24) 52

71 3.4.2 Geologia estrutural Em nível local, a estrutura geológica da Mina Cuiabá é uma dobra tubular, tipo bainha, porém mais fechada, estando esta zona de fechamento já erodida e abrindo-se em profundidade, conforme a classificação de dobras cônicas de Skijernaa (1989). Sua evolução estrutural é explicada como decorrência dos efeitos de dobramento impostos a uma dobra não cilíndrica deformada por um cisalhamento posterior, sendo o eixo maior da dobra subparalelo à direção do cisalhamento (Vieira, 1991b e Toledo, 1997). A direção de estiramento é, portanto, coincidente com o eixo de dobramento, tendo 125/36º em superfície e tendendo a se tornar horizontal em profundidade. A foliação é subparalela ao acamamento; ao longo dela, desenvolveram-se cisalhamentos, que se tornaram condutos para a ascensão dos fluidos hidrotermais. A estrutura tubular ampliase em profundidade, os corpos de minério tendem a aumentar suas áreas de lavra em direção aos níveis mais profundos, com diminuição dos teores auríferos (Figura 3.2). Figura 3.2 Dobra tubular com representação isométrica dos pacotes de BIF De acordo com Vial (1988), Toledo (1997) e Xavier et al. (2), foram caracterizados três possíveis eventos de deformação sucessivos, gerados por esforços compressivos no maciço que compreende a região da mina. Durante o primeiro evento, desenvolveram-se dobramentos fechados de grande amplitude, com uma foliação paralela ao acamamento no sentido de SE para NE. A principal estruturação da mina foi gerada neste evento, onde se observa um grande anticlinal no flanco sul com sequência normal; no flanco norte, a mesma sequência 53

72 aparece invertida. Nesse evento, a foliação desenvolvida é difícil de ser observada. Nota-se que houve intensa transposição, observando-se, localmente, zonas de cisalhamento discretas, paralelas ao acamamento. Provavelmente, tais zonas representam escorregamentos inter e intraestratais, desenvolvidos nos estágios iniciais de deformação. O segundo evento deformativo desenvolveu dobramentos isoclinais de menor amplitude, com clivagem de transposição e eixo de dobramento paralelo à lineação mineral. As estruturas geradas neste segundo evento revelam uma deformação cisalhante com distribuição heterogênea e progressiva. Foram gerados empurrões que refletem esforços tectônicos no sentido de SE para NE e dobramentos de variadas magnitudes. As observações efetuadas no subsolo indicam que os dois sistemas de falhamentos principais, apontados por Vial (1988), desenvolveram-se no segundo evento deformativo. O terceiro evento de deformação é caracterizado por um conjunto de estruturas de caráter compressivo e orientação geral NS. Estas estruturas deformaram as feições planares e lineares preexistentes, tendo sido geradas em níveis mais rasos da crosta. Aí, a foliação apresenta direção NS com mergulhos próximos de 4º para leste. Próximas às falhas de empurrão geradas no evento anterior, observa-se a reorientação da foliação. A deflexão da foliação deste terceiro evento, em direção às falhas de empurrão, pode ser indicativa de reativação das falhas. Foi produzida, neste evento, a clivagem de fratura e a lineação de crenulação Geologia local A mineralização da Mina Cuiabá está associada essencialmente a um único nível de formação ferrífera que se insere numa sequência máfica da porção inferior do Grupo Nova Lima. As rochas máficas encaixantes das mineralizações auríferas estão bem modificadas pela percolação de fluidos hidrotermais, gerando, de fora para dentro, zonas concêntricas de cloritização, carbonatação e sericitização. Os corpos de minério são constituídos, na sua maioria, por sulfetos maciços, bandados ou disseminados na BIF, exceto por aqueles que constituem veios e pequenas vênulas de quartzo nas zonas 54

73 de sericitização com sulfeto disseminado. De maneira geral, o ouro está incluso nas bordas dos grãos de pirita na forma de inclusões e ao longo de fraturas e contatos dos grãos, sendo que sua precipitação está intimamente relacionada às reações de interação fluido-rocha. As faixas de alteração na rocha máfica apresentam espessuras centimétricas a métricas com contatos graduais de difícil individualização no campo. Normalmente, observa-se a passagem lateral de zonas de sericitização para zonas de cloritização e carbonatação. As faixas mais espessas estão individualizadas nos mapas de amostragem, assim como na Figura 3.3, constituída por: metabasalto/ andesito xistoso (MANX) zona de cloritização; sericita-plagioclásio-carbonato xisto (X2CL) zona de carbonatação; quartzo-carbonato-sericita-xisto (X2) zona de sericitização. Os corpos de minério têm dimensões que variam entre,5 a 15 m de espessura, tendo na base os basaltos sericitizados (X2), por vezes os metapelitos (X1) e, no topo, uma camada de filito grafitoso (FG). A extensão longitudinal ou no strike destes corpos varia de 1 a 3 m; ao longo do plunge, sabe-se, atualmente, que a reserva vai até o nível N21, a cerca de 14 m de profundidade. Prosseguem, no momento, campanhas de sondagem que podem apontar continuidade em níveis ainda mais profundos. Figura 3.3 Seção do nível N11 mostrando a geologia, litologia e a posição dos principais corpos de minério na dobra (Vial, 198; Vieira, 1988) 55

74 São quatro os corpos principais de minério: Serrotinho (SER), Fonte Grande Sul (FGS), Galinheiro (GAL) e Balancão (BAL). Os corpos de minério SER e FGS são os mais importantes para a empresa, pois deles recuperam-se cerca de 7% de toda a produção. A Figura 3.4 apresenta uma vista isométrica com destaque para os domínios de lavra dos corpos FGS e SER. Figura 3.4 Vista isométrica dos domínios de lavra dos corpos FGS e SER, entre os níveis N9 e N16, profundidade de 65 e 12 m, respectivamente Petrografia A descrição petrográfica das principais unidades litológicas que constituem o maciço da Mina Cuiabá é apresentada a seguir. A Formação Ferrífera Bandada (BIF) é caracterizada por um bandamento milimétrico ou centimétrico onde se alternam bandas de quartzo poligonizado e bandas de ankerita, siderita e quartzo. As bandas carbonáticas apresentam frequentemente coloração negra, dada pela presença de grafita. 56

75 Metabasaltos/metandesitos (MAN) ocorrem estratigraficamente abaixo da camada de BIF, no centro da dobra tubular. Têm-se derrames de basaltos maciços ou em pillows com variolitos, constituídos por subcamadas de plagioclásio albitizado, substituídos por clinozoisita numa matriz de actinolita/ tremolita e clorita. Metabasaltos (MBA), que são derrames de basaltos maciços ou em pillows com variolitos, ocorrem estratigraficamente acima da BIF, na parte externa da dobra tubular. Diferem do basalto (MAN) por serem mais ricos em ferro e titânio. Em termos petrográficos, o enriquecimento em ferro é dado pelo anfibólio (actinolita), pela clorita rica em ferro e pelo epidoto no lugar da clinozoisita. Clorita-sericita-plagioclásio-carbonato-quartzo xisto ou tufitos félsicos (XS) ocorrem em horizontes estreitos e contínuos alternados com metapelitos em contato gradacional, que mostram uma contribuição sedimentar significativa. A deposição do material deu-se em ciclos com aproximadamente um metro de espessura, onde se individualizam subciclos centimétricos, começando com fragmentos milimétricos ou sub-milimétricos gradando até as cinzas vulcânicas. Os fragmentos bastante arredondados por retrabalhamento são, essencialmente, fenocristais de quartzo bipiramidal, plagioclásio e por vezes fragmentos de rocha, indicando composição dacítica/riodacítica. A boa estratificação destas rochas indica deposição submarinha. Clorita-carbonato-quartzo-sericita filito com matéria carbonosa ou pelitos carbonáticos (X1) apresentam acamamento gradacional com bandas de quartzo carbonáticas que gradam para bandas sericito grafitosas. Na base destas bandas de quartzo carbonáticas, destacam-se clastos de quartzo e plagioclásio. A gradação na sedimentação pode ser vista em ciclos de métricos a centimétricos. A textura da rocha filito grafitoso (FG) é dada por uma foliação pronunciada, geralmente milonítica. Ocorre em camadas estreitas intercaladas no basalto (MBA). O termo grafita tem sido usado de modo genérico para caracterizar material carbonoso. Segundo Fortes et al. (1994) e Ribeiro-Rodrigues (1998), os isótopos de carbono indicam a origem sedimentar dessa rocha. 57

76 3.4.5 Hidrotermalismo As paragêneses encontradas no metamorfismo regional indicam condições de metamorfismo do grau fraco com temperaturas entre 35 e 43 C (Vieira, 1991a). O metamorfismo regional é caracterizado por paragêneses, tendo carbonato como acessório, que indicam concentração muito baixa de CO 2 e abundância de epidoto e actinolita, que indicam pequena proporção de fluido aquoso, ou seja, minerais com pequena proporção de OH na estrutura. O hidrotermalismo é caracterizado pela elevada concentração de CO 2 (carbonato abundante) e maior proporção de água (ausência de epidoto e actinolita e presença de clorita que apresenta maior proporção de OH na estrutura). K, S, Au, As, B, Ba, dentre outros elementos, também são introduzidos juntamente com H 2 e CO 2 durante o hidrotermalismo (Vieira, 1991c). As texturas magmáticas, incluindo pillows e variolitos nos basaltos, são largamente obliteradas quando se adentra nas zonas hidrotermais. As rochas hidrotermalizadas são milonitos com veios de quartzo boudinados, sigmoidais, ou dobrados. Microscopicamente, são marcadas por uma foliação milonítica anastomosada, estruturas S - C, e poiquiloblastos rotacionados e recristalizados com sombras de pressão. Os minerais estão largamente alongados e estirados conforme a lineação principal. Quartzo, carbonato e albita apresentam cominuição e recristalização dinâmica, destacando-se um crescimento de grãos para o quartzo e carbonato (Vieira e Simões, 1992). Enquanto os xistos hidrotermalizados apresentam feições de deformação dúctil, na BIF a deformação é dúctil-rúptil a dúctil, podendo apresentar, além das feições tension-gashes, micro-falhas com blocos rotacionados e brechas. O zoneamento hidrotermal na Mina Cuiabá desenvolveu-se sobre as rochas máficas, associado ao cisalhamento do primeiro evento de deformação, sendo, de fora para dentro, dividido em três zonas: cloritização, carbonatação e sericitização. Vieira (1991b), baseado nos dados químicos e petrográficos, propõe um fluido composto por H 2 O, CO 2 com predomínio de H 2 O no estágio inicial (zona de cloritização) e CO 2 no estágio intermediário e avançado (zonas de carbonatação e sericitização, 58

77 respectivamente), ou seja, incremento da hidratação e carbonatação em direção ao centro das zonas Registros de sismicidade regional A sismicidade associada às operações de mineração subterrânea é primariamente causada pela progressão de aprofundamento da mina, sujeita aos elevados níveis de tensão no maciço rochoso remanescente ao redor da escavação. A remoção progressiva de rochas dos realces causa mudanças na distribuição das tensões, sendo transferidas para os limites mais próximos e/ou pilares. A tensão induzida na rocha pode, eventualmente, alcançar um nível de tensão suficientemente elevado para causar um dos acontecimentos da sequência: movimento súbito ou ocorrência de deslizamento em planos de fraqueza preexistentes no maciço rochoso; e / ou falha através da massa de rocha intacta, criando um novo plano ou plano de fraqueza susceptível à movimentação. A Mina Cuiabá situa-se num ambiente geológico estável e de sismicidade natural, no qual não se espera que sua estabilidade seja afetada. Não se conhecem, até a data, registros de sismicidade natural ocorridos na área de concessão da mina e/ou registros por ações de lavra, ou fenômenos de strain bursting desde o começo das atividades de mineração em Cuiabá. Todavia, não se garante que a sismicidade induzida pela mineração não possa aumentar no futuro. Com efeito, está sendo considerada a aplicação de um sistema de monitoramento sísmico num futuro breve. Prevê-se que, com o aprofundamento da mina e o aumento das cargas acumuladas no maciço mineralizado, BIF, cujo módulo de elasticidade é elevado relativamente à encaixante (xistos), potencialmente, podem ocorrer eventos de face-burst. 59

78 3.4.7 Hidrogeologia O clima na região é tipicamente tropical, influenciado localmente pelo relevo marcado por serras e vales, que, em virtude de seus diferentes níveis altimétricos, altera os valores espaciais da temperatura do ar e da precipitação. Ocorrem duas estações bem definidas: uma seca e fria, de maio a agosto (inverno), e outra chuvosa e quente, de setembro a março (verão). O trimestre mais chuvoso, correspondente aos meses de novembro, dezembro e janeiro, contribui, em média, com 56,5 % do total anual de precipitação. A umidade relativa, apesar de permanecer mais ou menos constante em boa parte do ano (janeiro a junho), decai rapidamente de julho até o final do período mais seco. A partir de outubro, passa a recuperar seus valores até novamente atingir um patamar mais estável em janeiro. O córrego Cuiabá, localizado a leste das atuais instalações da Mina Cuiabá, é afluente esquerdo do ribeirão Sabará, que faz parte da sub-bacia do rio das Velhas, pertencente à bacia do rio São Francisco. O córrego Cuiabá possui declividade de 4,8 % e apresenta baixa suscetibilidade a enchentes. A vazão medida no período de chuvoso é de 48 l/s ou 173m³/h. A princípio, a mina não está localizada sobre aquíferos e possui baixa vulnerabilidade à contaminação, em decorrência das baixas condutibilidades hidráulicas dos maciços rochosos que compõem o substrato local. Por estar a mina produzindo, atualmente, nos níveis mais profundos, não ocorre interferência de nível freático. 3.5 ASPECTOS E CARACTERIZAÇÃO GEOTÉCNICA As atividades de mecânica de rochas na Mina Cuiabá centraram-se, efetivamente, no combate aos desplacamentos e quebras das escavações no maciço rochoso. Nessas atividades, foram considerados os aspectos geotécnicos abaixo relacionados. classificação geomecânica do maciço rochoso; informações geotécnicas das descontinuidades e planos de fraqueza; propriedades mecânicas da rocha sã e das descontinuidades; 6

79 grandeza e orientação dos campos de tensão pré-lavra e induzidos pela lavra; mecanismos potenciais de ruptura da rocha; danos por detonação causados no maciço rochoso; prováveis desplacamentos e natureza da movimentação do maciço; possíveis efeitos sobre áreas de trabalho e instalações adjacentes a realces; experiências do passado e dados históricos relevantes; lençol freático e exposição à atmosfera; efeitos dinâmicos esporádicos (strain-burst) Classificação geomecânica da Mina Cuiabá A classificação geotécnica do maciço rochoso oferece subsídios para a definição de parâmetros físicos e mecânicos dos ambientes de lavra, com o intuito de alimentar programas computacionais e outros métodos de análise empíricos. A classificação visa determinar, por exemplo, as dimensões desejáveis das escavações, dos pilares horizontais e verticais, das chaminés (raises) e realces, o melhor traçado para galerias e rampas, bem como o sistema de contenção cabível. Trata-se, portanto, de uma ferramenta útil na determinação da extensão dos domínios geotécnicos da mina, constituindo-se em instrumentos importantes na previsão do comportamento do maciço frente a determinados tipos de solicitações. Adicionalmente, as classificações geotécnicas estabelecem uma linguagem comum entre os técnicos interessados na descrição das propriedades intrínsecas do meio rochoso. Os métodos de classificação possuem limitações, as quais incluem o tipo de parâmetros usados nos seus cálculos e as classes de fronteiras arbitrárias selecionadas. Muitas das técnicas de coleta de dados são baseadas em métodos empíricos e contam com o grau de experiência da pessoa que a realiza. O domínio geotécnico corresponde ao volume de rocha com propriedades gerais similares à do maciço rochoso. As propriedades geomecânicas que devem ser consideradas, quando se define um domínio geotécnico, incluem: características dos planos de fraqueza, particularmente a orientação, espaçamento, persistência e propriedades de resistência ao cisalhamento; 61

80 grau de intemperismo e/ou alteração; resistência à compressão uniaxial da rocha intacta; comportamento mecânico e/ou módulo de deformação do maciço rochoso; campo de tensão da rocha (in situ e induzidas); permeabilidade/ presença de água no maciço rochoso. Os principais sistemas internacionais de classificação de maciços rochosos utilizados na engenharia geotécnica são apresentados a seguir, sendo que alguns deles já apresentam alguma atualização/adaptação: Rock Quality ou Q de Barton (1974); Rock Mass Ranting ou RMR de Bieniawski (1989); Mining Rock Mass Rating ou MRMR de Laubscher (199); Geological Strength Índex ou GSI de Hoek (1994). A classificação geomecânica da Mina Cuiabá é realizada levando em consideração os principais parâmetros referentes à estabilidade do maciço rochoso, obtidos por meio da descrição de testemunhos de sondagem, observações de campo e, principalmente, o mapeamento geotécnico. São utilizados, em Cuiabá, os sistemas de classificação Q de Barton (1974) em comparação com o Rock Mass Rating (RMR) de Bieniawski (1989), com o objetivo de fornecer maior confiabilidade à classificação especificada Índice Q de qualidade da rocha Barton et al. (1974) estudaram um grande número de casos de escavações subterrâneas e desenvolveram o sistema de classificação Q. Este baseia-se na avaliação numérica da qualidade do maciço relacionado com o vão da escavação e sua finalidade. O Rock Tunnelling Quality Índex, Q é definido pela Equação (3.1): RQD Jr Jw Q (3.1) Jn Ja SRF Onde: RQD = Índice de qualidade da rocha; Jn = Número de famílias de descontinuidades; 62

81 Jr = Índice de rugosidade das juntas; Ja = Índice de alteração das juntas; Jw = Índice de presença/afluência de água no maciço; SRF = Índice de tensões atuantes no maciço. A definição de distintas classes para a Mina Cuiabá, baseadas nos tipos litológicos e grau de fraturamento, é mostrada na Tabela 3.1. Tabela 3.1 Classificação segundo o sistema Q de Barton para domínios geotécnicos da Mina Cuiabá Litologia RQD Jn Jr Ja Jw SRF Q Classe do maciço Qualidade da rocha BIF ,5 I Muito boa X , ,3 II B Boa X , ,2 II B Boa X1 ou X2 mais fraturado , ,5 IV A Ruim Quando o sistema de classificação é usado para deduzir as características geotécnicas do maciço rochoso, com o objetivo de conduzir modelagem numérica, a influência da tensão já se encontra considerada no modelo. Então, deve ser utilizado o Índice Q modificado, Q, calculado segundo a Equação (3.2). RQD Jr Q' (3.2) Jn Ja Atribui-se ao parâmetro SRF (índice de tensões atuantes no maciço) o valor 1,, que é equivalente a um maciço rochoso moderadamente ajustado, mas não excessivamente solicitado. O parâmetro Jw também assume um valor definido como 1,, visto que, na maioria dos ambientes geotécnicos de mineração subterrânea, em rocha competente, as escavações apresentam-se relativamente secas. 63

82 Nesta dissertação, os índices Q e Q' foram utilizados para determinar o Número de Estabilidade ou Índice N (Mathews et al., 1981), bem como o Índice N (Potvin, 1988; Bawden, 1993 e Hoek et al., 1995), referente ao método gráfico do Número de Estabilidade Modificado, aqui aplicado no dimensionamento inicial do vão de lavra estável entre rib pillars Sistema RMR O sistema de classificação dos maciços Rock Mass Rating - RMR (Bieniawski,1989), é um sistema empírico de classificação geotécnica, proposto inicialmente para aplicação em túneis com geometria transversal em forma de ferradura, escavados com uso de explosivos, num maciço sujeito a uma tensão vertical acima de 25 MPa, em profundidade de aproximadamente 9 m abaixo da superfície. Com o decorrer do tempo, foram analisados centenas de casos de escavações adicionais, o que possibilitou a compilação de registros e dados complementares. Isso provocou mudanças significativas nos pesos dos diferentes parâmetros integrantes do sistema de classificação. Metodologicamente, para aplicar a classificação RMR, o maciço rochoso é dividido em regiões estruturais distintas, sendo cada região classificada separadamente. Após se obterem dados dos índices de cada um dos seis parâmetros, a soma destes gera o valor RMR do maciço em observação, Equação (3.3). RMR A1 A2 A3 A4 A5 B (3.3) Os parâmetros A1 a A5 e B definem-se da seguinte forma: A1 = Resistência a compressão uniaxial do material da rocha intacta (UCS); A2 = Índice de qualidade da rocha (RQD); A3 = Espaçamento das descontinuidades; A4 = Condições das descontinuidades; A5 = Condições/ação da água subterrânea; B = Orientação das descontinuidades (ajuste para túneis e minas) 64

83 Para o caso especifico da Mina Cuiabá, a classificação RMR representativa, referente a cada uma das litologias típicas, apresenta-se na Tabela 3.2. A4 Tabela 3.2 Ranqueamento das litologias típicas de Cuiabá, segundo o sistema RMR de Bieniawski Parâmetros BIF/ minério X1 X2 X1 mais fraturado X2 mais fraturado A1 (MPa) Índice A Índice A3 (m),2 a,6,2 a,6,2 a,6,6 a,2,6 a,2 Índice Persistência 2m >2m >2m Separação Não há Superfície Não há Superfície Não há Rugosidade Rugosa estriada e Estriada estriada e Estriada Preenchimento Não há espelhada Não há espelhada Não há Alteração Levemente Levemente Levemente Índice A5 Todo o maciço rochoso se encontra seco, com umidade apenas local Índice Direção subparalela ao eixo da galeria com mergulho médio de 3. Condição mediamente favorável. Obs. Os índices foram obtidos considerando a pior e B mais comum situação, de acordo com o layout da mina. Índice Resultados RMR Classe do maciço Classe III Classe III Classe IV Rocha Rocha Regular Rocha Regular / Boa Pobre Classe II Rocha Boa Classe III Rocha Pobre / Regular Índice de resistência geológica O Índice de Resistência Geológica Geological Strength Índex, GSI (Hoek, 1989), é um parâmetro que permite representar a redução da resistência do maciço rochoso para diferentes condições geológicas. Este índice caracteriza de maneira indireta o comportamento esperado de um dado maciço, Equação (3.4). GSI RMR' 89 5 (3.4) 65

84 O valor de GSI pode ser inferido através da relação RMR 89 definida por Bieniawski (1989), onde é considerada a condição de água do terreno com peso igual a 15 e o ajuste para a orientação da principal família de juntas (fator B na obtenção do RMR) com a direção da escavação igual a zero. Na classificação RMR 89 realizada para a Mina Cuiabá, considerou-se o valor de ajuste para orientação das juntas igual a 5; portanto, o valor RMR 89 resulta igual RMR Características geomecânicas das rochas integrantes do maciço de Cuiabá As características e propriedades geomecânicas das litologias principais integrantes do maciço rochoso na Mina Cuiabá podem ser descritas em termos muito gerais, conforme se observa abaixo. Formação ferrífera bandada (BIF)/minério: rocha comparativamente muito competente, pouco fraturada, com alta resistência à compressão uniaxial simples acima de 18 MPa. O valor médio encontrado para o módulo de elasticidade da BIF, cerca de 6 GPa, indica a presença de uma litologia com comportamento predominantemente elástico, com muito boa resistência mecânica e, consequentemente, baixa deformabilidade. Filito grafitoso/xisto grafitoso (X1): rocha bastante foliada, com variação acentuada nos valores de resistência à compressão simples, entre 22 e 113 MPa, sendo o valor médio em torno de 56 MPa. De maneira geral, este tipo de litologia exibe comportamento predominantemente plástico, com propensão para elevada deformabilidade e, consequentemente, baixa resistência mecânica. Clorita xisto/meta-andesito (X2): rocha igualmente foliada, que apresenta menor dispersão nos valores de resistência à compressão simples, os quais variam entre 65 e 118 MPa, indicando, eventualmente, que a foliação nesta rocha pode ser fator de anisotropia de menor importância. Esta litologia exibe, também, um comportamento predominantemente plástico, com elevada deformabilidade e baixa resistência mecânica. 66

85 3.5.3 Generalidades sobre o sistema de contenção aplicado As escavações da Mina Cuiabá requerem unidades de contenção que dependem das características do maciço - diferentes padrões geotécnicos são considerados. O dimensionamento dos sistemas de contenção apropriados para uma dada escavação baseia-se nos resultados da classificação geotécnica, segundo a qual a qualidade do maciço pode ser agrupada em cinco classes. Classe I: Um maciço classificado como Classe I, por norma, não requer instalação sistemática de unidades de contenção. Ocasionalmente, faz-se necessário aplicar tirantes ou cabos de forma pontual, com resina ou argamassa, com diâmetros entre 5/8 a 7/8 e comprimento de 1,5 m para conter um ou outro bloco discreto intercalado por fraturas ou descontinuidades infrequentes. Esporadicamente, pode aplicar-se tela conjuntamente com o atirantamento onde ocorrer, de forma não-sistemática, algum estouro de rocha ou intenso fraturamento. Classes II e III: Em maciço classificado como Classe II e III, requer-se atirantamento sistemático no teto, em malha pé de galinha, 1,5 x 1,5 m², com tirantes de resina ou equivalente, instalados em furos com diâmetros entre 5/8 a 7/8 e com comprimento de 2,4 m, aproximadamente. Em interseções de galerias, bifurcações ou galerias com vãos de 1 m, o comprimento dos tirantes deve aumentar para 3,2 m, por exemplo. Classes IV e V: Um maciço de Classe IV e V requer atirantamento sistemático no teto, em malha pé de galinha, 1,5 m x 1,5 m², com tirantes de resina ou equivalente, diâmetros entre 5/8 a 7/8 e 2,4 m de comprimento, mais tela metálica ou concreto projetado com fibra, onde tal seja necessário. Em interseções de galerias, bifurcações ou galerias com vãos de 1 m, faz-se necessário utilizar tirantes com 3,2 m de comprimento. Nos realces da Mina Cuiabá, independentemente do tipo de maciço, são sistematicamente instalados cabos de aço com 9,6 m de comprimento, seguindo uma malha de aplicação 1,5 x 1,5 m². O comprimento estipulado para os cabos foi dimensionado para conter as deformações da rocha encaixante do hangingwall, tendo em conta o pior caso, que é a ocorrência do filito grafitoso, rocha de Classe V, muito 67

86 pouco competente. Determinadas áreas de um realce podem requerer reforço especial do sistema de contenção em setores onde ocorram incidentes de descompressão ou em trecho onde as condições geológicas se apresentam mais perturbadas Estado das tensões in situ nos níveis N12 e N14 As operações de lavra na Mina Cuiabá estendem-se, nos dias de hoje, até a profundidade de aproximadamente 1 m. Reconhecendo a necessidade de avaliar o impacto da profundidade no campo de tensões, Coetzer e Sellers (23) realizaram medidas de tensão in situ em dois setores da Mina, empregando a técnica do overcoring com célula triaxial (CSIR) desenvolvida no The Council for Scientific and Industrial Research ( Leeman, 1971) (Figura 3.5). Figura 3.5 Método de medição de tensões com sobrefuração (overcoring) A célula CSIR triaxial foi planejada para determinar o estado da tensão total num único furo de sondagem, perfurado em qualquer direção e em qualquer campo de tensão. A técnica consiste em introduzir um cilindro perfurado no centro, em cujo corpo se acoplam três pistões, expansíveis pneumaticamente, distribuídos entre si a 12 em torno do círculo do cilindro. Uma roseta com quatro medidores de deformação (strain gages) está fixada em cada pistão. Um dispositivo para compensação da temperatura também é instalado no final da célula onde o testemunho está acondicionado. A 68

87 interpretação do resultado é baseada nas leis de elasticidade e requer, entre outros parâmetros, o conhecimento do módulo de elasticidade e o coeficiente de Poisson da rocha intacta. Os quatro medidores de deformação (strain gages) da roseta fornecem mais dados do que aqueles necessários para determinar as seis componentes do tensor característico, requerendo-se um tratamento semiestatístico dos resultados, podendo, após múltiplas análises, conferir uma precisão relativa. Os resultados podem ser interpretados mediante uso de programas computacionais apropriados. Múltiplos fatores podem influenciar o campo das tensões in situ, o que inclui: as condições e características topográficas; erosão; eventos tectônicos; intrusões ígneas; eventos metamórficos; eventos orogênicos causadores de descontinuidades, etc. Quase todos estes fatores, de uma forma ou outra, condicionaram o estado das tensões in situ na Mina Cuiabá. As investigações de tensões in situ em Cuiabá concentraram-se nos níveis N12 e N14, tendo sido realizado um furo de sondagem em cada local. As litologias X1/XS e a camada de BIF do corpo de minério Fonte Grande Sul (FGS) foram selecionados. Os testemunhos retirados no nível N12 (Furo 1) possibilitaram a execução de um ensaio envolvendo três amostras, enquanto que no nível N14 (Furo 2) foram duas as amostras ensaiadas com as células CSIR triaxiais. Consideraram-se valores de resistência mecânica de várias litologias existentes no banco de dados da AngloGold Ashanti, os quais foram usados para derivar e ajustar resultados das tensões in situ. Caracterizaram-se de forma representativa e coerente a magnitude dos componentes de tensão e a orientação das tensões principais. Mostrou-se que os resultados poderiam ser mais consistentes se fosse utilizado nos cálculos das tensões um valor médio do módulo de elasticidade (E=6 GPa) para o pacote litológico X1/XS no nível N12; e um valor relativamente mais elevado (E=9 GPa) para o pacote BIF do nível N14. Com os ajustes mencionados, os valores resultantes para as tensões in situ nos locais investigados puderam ser considerados aceitáveis, medianamente representativos para a realidade atual da mina. 69

88 Geralmente, o estado pré-lavra ou das tensões in situ é apresentado em termos das magnitudes das tensões principais σ 1, σ 2 e σ 3 e suas orientações associadas, direção (trend) e inclinação (dip). A Tabela 3.3 mostra o sumário dos resultados dos ensaios de tensões in situ realizados para a Mina Cuiabá e as propriedades elásticas dos pacotes litológicos respectivos. Os resultados refletem a tendência para a tensão principal apresentar-se inclinada relativamente aos eixos vertical e horizontal. A maior aproximação da tensão principal com o eixo horizontal sugere uma forte relação com tensões tectônicas associadas com os episódios orogênicos regionais e locais. Tabela 3.3 Resumo dos ensaios de tensões in situ na Mina Cuiabá Litologia E (GPa) υ Tensão (MPa) Sigma 1 Sigma 2 Sigma 3 Direção Inclinação (Az) (º) Tensão (MPa) Direção Inclinação (Az) (º) Tensão (MPa) Direção Inclinação (Az) (º) X1/XS 6,25 24, , , BIF 9,25 8,7 311,5 3,5 38,15 41,5 8,5 25,8 198,5 81,5 3.6 ASPECTOS OPERACIONAIS Descrevem-se em seguida as características operacionais atuais da lavra subterrânea na Mina Cuiabá, que influem diretamente no comportamento e reações mecânicas do maciço incluindo o método de lavra utilizado e o ciclo operacional respectivo. O sistema de monitoramento geotécnico da mina e o tipo de instrumentação aplicado são também abordados Acesso à lavra subterrânea Atualmente, a lavra na Mina Cuiabá encontra-se aproximadamente a cerca de 1 m de profundidade, correspondente ao nível N15. A dimensão em profundidade da mina está estruturada em níveis com painéis de 66 m de altura vertical, desde os níveis superiores até o nível N9; e de 44 m de altura vertical entre este último e o nível N11. Abaixo do nível N11 e até o nível N15, os painéis de lavra, ainda em fase de exposição, 7

89 foram planejados para alturas diferenciadas de 33 m para blocos de cut-and-fill e 66 m para blocos onde será viável a aplicação do sublevel-stoping. A Figura 3.6 apresenta, na forma de diagrama, a configuração global da Mina Cuiabá na forma de uma seção longitudinal, destacando-se as rampas de acesso, o shaft de transporte e os poços de ventilação. Figura 3.6 Seção longitudinal esquemática da mina com o layout dos acessos principais Existem duas opções de acesso à mina a partir da superfície: por meio de um único poço vertical (shaft) aberto até o nível N11; e por rampas por onde circulam todos os equipamentos e veículos automotores. A rampa principal é feita na encosta de um vale, na altura correspondente ao nível N3. O acesso às regiões expostas mais inferiores da mina, do nível N11 ao N15, é feito por meio de um sistema de três rampas por onde trafegam veículos leves e pesados. O entendimento logístico e estrutural atual é que a rampa atenda até os níveis de lavra 71

90 mais profundos, ou seja, que se estenda até o nível N21 ou, eventualmente, o N24, a depender da confirmação das reservas. O escoamento da produção ocorre através do shaft, que é também utilizado para transportar pessoas e materiais. A Mina dispõe de um sistema de britagem primária situado no nível N11, aproximadamente a 767 m de profundidade. A câmara de britagem é uma escavação de grande porte, tendo sido aplicados múltiplos sistemas de contenção na sua fase de abertura Método de lavra No início, a atividade de lavra subterrânea na Mina Cuiabá envolvia a extração do minério por meios manuais, mediante aplicação do método de room-and-pillar, especificamente entre os níveis N1 e N3. A partir do nível N4, os painéis passaram a ser cortados para integrar o método cut-and-fill, sendo que, em regiões onde os corpos de minério apresentavam menor ângulo de inclinação e maior potência, são deixados pilares verticais intermediários. Trata-se, portanto, de uma lavra hibrida, que combina os métodos cut-and-fill e room-and-pillar. O artifício de providenciar o enchimento mecânico nos realces passou a ser utilizado sistematicamente do nível N4 ao N7. A partir do nível N8, o backfill hidráulico tem sido aplicado, em combinação com material de enchimento mecânico, este último menos ideal. A Mina Cuiabá já havia tentado utilizar o método de lavra sublevel-stoping, sobretudo a partir do nível N7, mas sua aplicação generalizada não prosseguiu. O método cut-and-fill, atualmente utilizado, consiste na lavra do minério escavado em fatias horizontais e sucessivas, onde as escavações de realce permanecem abertas até que sejam realizadas etapas progressivas de enchimento mecânico e/ou hidráulico (Figura 3.7). As faces dos realces avançam ao longo do dip em direção à mineralização, com cortes de 2,5 m por avanço, em média. Faz-se necessária a instalação de um sistema de contenção e suporte no hangingwall do maciço rochoso escavado a cada avanço da lavra, a fim de evitar ou minimizar grandes deformações e, possivelmente, colapso. 72

91 Figura 3.7 Realce típico lavrado com o método cut-and-fill na Mina Cuiabá O método de lavra cut-and-fill requer um maior domínio no controle dos fatores geotécnicos. Sua aplicação apresenta as seguintes condicionantes: a competência mecânica do minério e da encaixante ser de mediana à elevada; o corpo de minério poder ser relativamente tabular e moderadamente irregular, preferencialmente sub-vertical; a profundidade de lavra ser de rasa à intermédia, podendo ser, por vezes, moderadamente elevada; os teores apresentarem valores relativamente elevados, dado o custo operacional. Como principais vantagens para este método, ressaltam-se: a seletividade e flexibilidade; a capacidade de recuperação de lavra, o que permite recuperar minério da ordem de 95%; além da possibilidade de estocagem (com o preenchimento dos vazios de lavrados) do material estéril proveniente do desenvolvimento, reduzindo-se assim os custos operacionais de transporte e até os impactos ambientais. 73

92 3.6.3 Aspectos do ciclo operacional O ciclo operacional da Mina Cuiabá compreende uma sequência de atividades que inclui: marcação das frentes de desenvolvimento e lavra para detonação; perfuração das frentes com jumbos; carregamento dos furos de detonação com explosivos; desmonte propriamente dos avanços mecanizados na rocha; saneamento das escavações avançadas mediante uso de haste de saneamento manual ou mecânica tipo scaler; limpeza e transporte de material com carregadeiras e caminhões de grande porte; enchimento com backfill mecânico e hidráulico; perfuração de furos de contenção em malhas prédeterminadas; e finalmente, instalação dos elementos de contenção como cabos, tirantes, etc. A titulo ilustrativo, a Figura 3.8 apresenta exemplos de equipamentos utilizados nas atividades do ciclo operacional no subsolo da Mina Cuiabá. Figura 3.8 Equipamentos utilizados no ciclo operacional da Mina Cuiabá 74

93 A marcação das frentes para detonação nos realces em operação é realizada com malha retangular pré-determinada por meio de furação ascendente e paralela ao plunge do corpo de minério, na tentativa de se evitar dano na região do hangingwall. A geometria do plano de fogo, o paralelismo entre furos realizados em malha adequada e a profundidade destes, os tempos de espera satisfatórios e o tipo de explosivo apropriado são fatores que controlam a fragmentação e o avanço das escavações em rocha, dos quais dependem o volume e a extensão da zona de dano. O controle adequado destes fatores contribui, muito significativamente, para minimizar o surgimento de blocos instáveis nas regiões de contorno das escavações. O uso de explosivos na operação de desmonte da rocha intensifica as reações mecânicas e até dinâmicas do maciço de forma heterogênea. As propriedades das descontinuidades pré-existentes, a coesão e persistência, abertura e condições de preenchimento podem ser alteradas sempre que submetidas aos impactos de detonação; de tal forma que pode considerar-se que o comportamento mecânico das escavações num dado maciço depende tanto das características naturais do maciço, propriamente ditas, quanto dos impactos de explosivos em nível local da ação. A redistribuição e concentração das tensões induzidas numa escavação em rocha ocorrem, geralmente, após a atividade de desmonte. Particularmente, tais impactos podem resultar em reações com consequências instáveis, quando ocorrem em realces de grande dimensão, situados em ambientes geotécnicos complexos e em profundidades significativas. A redistribuição de tensão pode impactar na estabilidade das escavações vizinhas, circundantes, podendo até mesmo deteriorar a eficácia das unidades de suporte e o reforço previamente utilizados. Quanto menos perturbado pela ação de desmonte for um maciço, por exemplo, quanto menor for a incidência de fraturamento e deformação induzida, mais favoráveis serão as condições de estabilidade das superfícies expostas da rocha circundante. Periodicamente, os impactos do desmonte por meio de explosivos e os danos causados às rochas circunvizinhas são monitorados por meio de instrumentos sismológicos, como por exemplo sismógrafos portáteis. O saneamento dos realces é exigido sempre que se tenha de retomar uma escavação que foi submetida à detonação. Pretende-se remover os blocos e fragmentos de rocha que 75

94 apresentem potencial para se desprender do teto ou da lateral da escavação. A presença de descontinuidades e cunhas (interseção de três ou mais juntas ou fraturas) associadas à variação das tensões locais (aumento ou relaxamento desfavorável das tensões) é uma condição de risco geotécnico comum, que se pretende minimizar. A dimensão, forma e orientação das aberturas relativamente à estrutura do maciço são fatores determinantes para a exposição de blocos com potencialidades instáveis. Blocos desconfinados ou soltos podem provocar sérios riscos de segurança para os profissionais que frequentam os locais de lavra. O enchimento dos vazios lavrados, com estéril de mina (enchimento mecânico) ou com material de rejeito do processo de tratamento (enchimento hidráulico) é uma medida de estabilização local e regional implementada em Cuiabá. O enchimento dos vazios permite, após alguma convergência inevitável, regenerar tensões reativas nas superfícies escavadas, o que confere suporte local para o hangingwall e o footwall. O enchimento deve ser executado segundo procedimentos adequados e conduzido de maneira sistemática para assegurar sua boa performance, pois tem um papel preponderante na prevenção de colapsos num realce. Obviamente, o processo de enchimento implica num aumento do ciclo operacional. Por um lado, exige a coleta de material de enchimento de uma fonte específica (por exemplo, escavação de desenvolvimento de estéril); por outro, a disposição deste material nos realces vazios. No caso da Mina Cuiabá, o estéril gerado no desenvolvimento é, preferencialmente, depositado como enchimento nos realces, evitando-se que seja transportado para a superfície. Tal operação resulta num ganho financeiro decorrente da redução no transporte de material até a superfície. Porém, o material de enchimento estéril é mais compressível, oferecendo menor capacidade de suporte regional. O enchimento hidráulico permite estabilizar os realces de lavra de maneira mais eficiente, pois é mais denso e menos compressível, em comparação com o enchimento mecânico. A eficiência da drenagem do backfill hidráulico, porém, depende da composição do material hidráulico, que inclui a porcentagem de sólido, granulométrica do material, elementos de ligação, etc. O enchimento mecânico, todavia, permite uma reentrada mais imediata sobre o material disposto, sem exigir sistemas de drenagem sofisticados. 76

95 3.6.4 Monitoramento e instrumentação das reações do maciço As operações de lavra na Mina Cuiabá ocorrem em realces de grande dimensão para um ambiente subterrâneo. Com efeito, a extensão longitudinal (ao longo do strike) de uma área de lavra pode atingir 4 m de comprimento, em média. Se for assumido que a geometria de lavra contempla painéis com altura vertical, entre sill pillars, de 33 e 66 m, constata-se que os volumes vazios gerados pós-lavra são, efetivamente, consideráveis. Apesar de haver aplicação de enchimento (mecânico e hidráulico) pode esperar-se a ocorrência de grandes deformações nas superfícies expostas do hangingwall e footwall. Considera-se, ainda, que as camadas litológicas encaixantes (xistos X1 e X2) apresentam módulos de elasticidade relativamente baixos (valores médios de 15 e 2 GPa, respectivamente), o que contribui para a formação de um sistema regional composto por pilar-backfill-encaixante, com rigidez relativamente baixa. As grandes deformações e desplacamentos registrados no passado podem ser explicados, também, por movimentos cisalhantes ao longo de planos descontínuos préexistentes (foliação e juntas), resultantes da convergência das camadas xistosas das encaixantes. Determinadas áreas, em ambientes geológicos e geotécnicos diferentes, apresentam graus distintos de deformação e, portanto, reagem também de maneira distinta aos impactos da lavra. As deformações totais máximas registradas em realces típicos à profundidade de 65 m podem variar entre 2 e 12 mm, ao longo de um período de cerca de quatro meses. É evidente, portanto, a necessidade de que se conheçam as reações do maciço aos efeitos da lavra, os quais se manifestam de forma a induzir a variação do estado das tensões e das deformações estáticas e dinâmicas. Para minimizar o risco geotécnico de ocorrência de colapsos, a Mina Cuiabá implementa um programa de monitoramento das reações do maciço. Este programa consiste, primeiramente, em monitorar com regularidade a variação das deformações relativas nas superfícies da rocha encaixante, a diferentes profundidades das faces expostas. Para medir deformações relativas, a Mina usa extensômetros do tipo MPBX e SMART cable, podendo este último inferir, em paralelo, os esforços axialmente solicitados nos cabos de contenção. 77

96 Para estimar o grau de cisalhamento que ocorre no interior do hangingwall do maciço, e outros fenômenos associados, usa-se uma câmera de filmagem de furos (borehole câmera), cujos resultados qualitativos são comparados com os resultados dos extensômetros, instalados próximos uns dos outros. Para medir convergências nos túneis/galerias de desenvolvimento e outras áreas similares, usam-se extensômetros manuais de fio invar, aplicado entre três pontos fixos às laterais e teto das escavações. Medições com sismógrafos também são efetuadas quando há necessidade de se avaliar o impacto dinâmico causado pela detonação. Para inferir a eficácia da aplicação de enchimento nos realces e determinar, por consequência, a ordem de grandeza das cargas reativas geradas após compactação por convergência, a Mina instalou células de carga no interior do material de enchimento. Cota (21) explica os mecanismos de quebra associados ao hangingwall da Mina Cuiabá, utilizando o estudo de caso do corpo de minério FGS, no nível N1.2. A sequência de eventos ocorridos na área de estudo é relatada, bem como os instrumentos utilizados no monitoramento do maciço. A Figura 3.9 fornece uma estimativa da magnitude de deformação apresentada pelo MPBX, bem como o acompanhamento das quebras e cisalhamentos registrados com a borehole câmera. O registro da Figura 3.9a, mostra períodos onde ocorrem deformações relativamente elevadas no hangingwall (por exemplo, acima de 6 mm), as quais foram coincidentes com ocorrência de desprendimento de blocos no setor investigado. Notar que as mudanças abruptas nas taxas de deformação no gráfico da Figura 3.9a coincidem com respostas do maciço às detonações de desmonte. A Figura 3.9b mostra ocorrência de taxas de deformação menores no hangingwall, em locais onde foram aplicadas medidas de contenção adicionais e maior volume de enchimento hidráulico. A Figura 3.9c apresenta o mecanismo de cisalhamento e pontos de quebra no interior do hangingwall, identificados nos planos de xistosidade, observados por meio de câmera de filmagem. O conjunto de dados provenientes dos instrumentos de monitoramento, mais as informações qualitativas das observações realizadas por mapeamento e investigações 78

97 específicas, geram entendimentos conclusivos sobre o nível de risco geotécnico do local em questão. (a) (b) (c) Figura 3.9 Exemplos de deformação relativa, medida por MPBX; a) alta de taxa; b) baixa taxa de deformação; c) pontos de quebra identificados por filmagens no interior do hangingwall 79

98 Consequentemente, este entendimento norteia a seleção das medidas mitigadoras cabíveis. Como ações possíveis para minimizar o risco geotécnico, a Mina considera: aplicação de contenção com característica e capacidade apropriadas; reforço da contenção previamente instalado; aplicação de backfill mais rígido; redução dos volumes de lavra (quando possível); redesenho da área e redefinição da sequência de lavra, deixando contornos de pilares verticais; mudança no método de lavra. O trabalho realizado nesta dissertação avalia esta última hipótese mitigadora, de reduzir o risco geotécnico pela alteração do método de lavra atualmente aplicado no corpo SER, que passará para o sublevel-stoping. 8

99 4 Capítulo 4 : mod elo s numérico s tridimen sion ais do co rpo serrotinho C a p í t u l o 4 MODELOS NUMÉRICOS TRIDIMENSIONAIS DO CORPO SERROTINHO 4.1 INTRODUÇÃO Nesta dissertação, a modelagem numérica tridimensional é utilizada para testar possíveis redefinições de layout com o novo método de lavra (sublevel-stoping) aplicado na execução do corpo Serrotinho (SER) da Mina Cuiabá. As mudanças no método de extração devem contribuir para a melhoria no conjunto das operações de mineração, a fim de propiciar condições de segurança que favoreçam a estabilidade geotécnica e consequente redução do risco geotécnico. Neste capítulo, apresentam-se tanto as características gerais do corpo de minério a ser modelado quanto as justificativas para a escolha do método de lavra proposto. Diferentes métodos de lavra geram diferentes níveis de desempenho das respectivas unidades operacionais. As várias técnicas operacionais empregadas para cada método de lavra dependem da diversidade nas geometrias bem como das características geomecânicas e geológicas dos respectivos corpos de minério e das rochas encaixantes. A metodologia, normalmente aplicada no dimensionamento dos vãos livres máximos da lavra, é utilizada para verificar o potencial de estabilidade de aberturas e escavações, mediante consideração de dados do mapeamento geotécnico e informações provenientes da classificação geomecânica do maciço rochoso. Adicionalmente, verificam-se os fatores que causam sobrequebra (overbreak) no hangingwall e que, portanto, geram diluição do minério. 81

100 Por fim, são mostrados os modelos utilizados na calibração do corpo SER com o objetivo de demonstrar que refletem comportamentos próximos da realidade, conforme observado na Mina Cuiabá. Os resultados da calibração foram considerados suficientemente representativos por retratarem com relativa similaridade as reações observadas pelos profissionais geotécnicos que percorrem diariamente a mina; ou, ainda, por tais resultados numéricos apresentarem concordância com registros fotográficos de condições reais. 4.2 CARACTERÍSTICAS GERAIS DO CORPO DE MINÉRIO SERROTINHO Em geral, em minas subterrâneas, os corpos geológicos mineralizados são inevitavelmente irregulares, morfologicamente complexos, de dimensões e características físicas variáveis. A representação numérica desses corpos pressupõe, a priori, que deverá haver simplificação na sua concepção, quando se constrói o modelo representativo ou equivalente. O grau de representatividade de um modelo numérico de um dado corpo de minério, lavrado por meio de determinado método de extração, depende da equivalência espacial e morfológica das geologias representadas, da correspondência das propriedades mecânicas espacialmente distribuídas, dos fatores de escala aplicados às descontinuidades, das propriedades das superfícies descontínuas e forma como estas estão distribuídas, assim como dos métodos numéricos propriamente ditos, o que inclui a discretização geral do modelo. Para isso, importa captar com rigor as geometrias dos volumes a serem modelados que, para corpos com relativa simetria, contínuos e predominantemente tabulares, são geometricamente simples. Essa operação resume-se ao levantamento espacial dos parâmetros diretores, tais como: o mergulho (plunge); a inclinação (dip); a potência; a extensão longitudinal (strike); etc. Implica caracterizar, também, com a maior precisão possível, as propriedades mecânicas dos integrantes do modelo. Com esse objetivo, abaixo, descrevem-se as características gerais do corpo de minério Serrotinho (SER), foco desta dissertação. 82

101 A extensão ao longo do strike do corpo SER varia aproximadamente entre 3 e 35 m de comprimento; ao longo do plunge, estende-se até o nível N21, a cerca de 14 m de profundidade, onde, até a presente data, foram estimadas as reservas. A partir do nível N21 até o N24, prevê-se haver continuidade do corpo de minério, porém, para efeitos de planejamento, as reservas consideradas são inferidas. A potência do corpo SER varia entre 1 e 15 m de espessura, na sua maioria, medido transversalmente ao dip. O corpo de minério SER está situado no flanco sul da estrutura anticlinal da Mina Cuiabá, com sequência normal, o que significa que a formação ferrífera bandada (BIF) deste corpo apresenta basaltos sericitizados (X2) no footwall; no hangingwall, ocorre uma camada pouco espessa de filito grafitoso (FG); a seguir, vêm metapelitos (X1) e novamente basaltos sericitizados (X2). As características geomecânicas do minério, BIF, representam um corpo pouco fraturado, com fraturas preenchidas e rugosas e resistência à compressão simples relativamente elevada, acima de 18 MPa. Em contrapartida, as rochas encaixantes apresentam uma foliação generalizada, acentuada e marcante, com valores de resistência à compressão simples relativamente baixos e dispersos, podendo variar entre 2 e 12 MPa, apresentando, ainda, elevada anisotropia e alta deformabilidade. Nos níveis de lavra mais profundos atualmente abertos (nível N14), nota-se que o corpo de minério SER, se estende por cerca de 23 m ao longo do strike, com trechos bastante verticalizados e dip que varia, aproximadamente, entre 6 e 7º. As informações de mapeamento geológico, disponíveis à data deste estudo, apontam a possibilidade do corpo SER persistir verticalizado em níveis mais profundos. Realces mais verticalizados tendem a concentrar tensões no maciço mineralizado e desencadear fenômenos de faceburst. É precisamente essa conjectura que faz com que o método de lavra cut-and-fill, aplicado nos dias de hoje, deixe de ser ideal com o aprofundamento da lavra. Diferentemente do cut-and-fill, o método sublevel-stoping minimiza a necessidade de sistemas de contenção pesados e onerosos, requeridos nas operações realizadas em profundidades. Ele favorece a possibilidade de se reduzir a exposição ao risco, visto que dispensa a presença de pessoas trabalhando dentro de realces abertos. Tal característica 83

102 também constitui uma razão fundamental pela qual se pretende estudar a estabilidade na aplicação do método sublevel-stoping no SER. 4.3 PROPOSIÇÃO PARA A LAVRA DO CORPO SERROTINHO A escolha do método de lavra mais adequado, criteriosamente avaliada, leva em conta as peculiaridades da jazida, o que inclui as características principais do minério, as características geomecânicas das rochas integrantes e, por fim, a geometria e disposição estratigráfica do corpo. Espera-se que a aplicação do método de lavra escolhido promova determinadas respostas no maciço rochoso, as quais são reflexo da constituição geológica, mecânica e estrutural do meio. Os aspectos geomecânicos, que influenciam a determinação de condicionantes de um dado depósito, dependem, em parte, das propriedades dos materiais que compõem o maciço rochoso, incluindo a resistência do maciço, ou partes dele, e a deformação total dos meios afetados. A distribuição espacial, o tipo e a frequência das juntas, falhas, zonas de cisalhamento e outras descontinuidades são de extrema relevância. O estado de tensão na rocha é também um parâmetro significativo. Stewart (1981) apresenta uma metodologia empírica que pode ser utilizada para promover a escolha de um método de lavra. A metodologia, desenvolvida com base na ponderação de parâmetros para o corpo de minério, hangingwall e footwall, prevê que o método do sublevel-stoping se aplica à lavra do corpo SER. Essa proposição foi assumida, e este estudo visa precisamente avaliar sua efetividade, mediante o uso de métodos numéricos. O Anexo I apresenta as tabelas de Stewart utilizadas, bem como os resultados da avaliação correspondente obtida para o corpo SER. Conforme determinado, foram consideradas: a geometria e malha de distribuição do depósito; a variação da geometria e malha de distribuição para os diferentes métodos de lavra; as características geomecânicas das rochas encaixantes e do minério; e a ponderação da resistência geomecânica das rochas para diferentes métodos de lavra. Naturalmente, as operações de lavra devem ser planejadas de forma a serem compatíveis com o domínio geotécnico externo e, paralelamente, contribuírem para a 84

103 manutenção das condições aceitáveis à integridade do meio, no domínio de lavra próximo. Neste estudo, assume-se, com efeito, que a lavra com o método do sublevelstoping não modifica as condições prevalecentes no ambiente externo, visto que o campo de deformação induzido nas rochas pode ser controlado. Este método de lavra requer, além do mais, a implementação de estratégias operacionais para acomodar os fatores que podem influenciar no ambiente interno da mina. 4.4 DADOS PARA CONCEPÇÃO DE PROJETOS DE ESCAVAÇÕES DE MINA Considerada a proposição de que o método de lavra sublevel-stoping seria factível para exaurir o corpo SER da Mina Cuiabá, dá-se início à fase de concepção do projeto de lavra propriamente dito. O levantamento das condições do maciço, mediante aquisição e gerenciamento de dados geotécnicos, promove o conhecimento de aspectos importantes para o desempenho das atividades da área de mecânica das rochas de uma mina, dentro das quais se inclui a realização de modelos geomecânicos que expliquem ou clarifiquem os mecanismos do comportamento do maciço. O grau de variabilidade de comportamentos, a incerteza inerente aos mecanismos de reação do maciço perante grande número de fatores, tudo isso demanda que as investigações geotécnicas de campo sejam complementadas com a instalação de instrumentação apropriada que permita monitorar tais reações. Por meio desse monitoramento geotécnico, é possível deduzir o estado de estabilidade de determinadas áreas da mina. A combinação dos dados gera a informação geotécnica que compõe o histórico do comportamento do maciço rochoso. Esta informação é crucial na fase inicial de concepção de novos projetos de escavações. A Mina Cuiabá tem realizado coleta, análise e interpretação dos dados de mecânica de rochas de forma sistemática, com o propósito de desenvolver uma compreensão macro e micro das condições e reações do maciço, com o intuito, dentre outros, de refinar o processo de planejamento e concepção de projetos de lavra. Nesta fase, os dados geológicos e geotécnicos que importam compilar, incluem, por exemplo: estrutura geológica macro do corpo de minério, tipos de litologias encaixantes, propriedades como densidade, porosidade, permeabilidade, etc.; 85

104 descontinuidades pré-existentes mais características e, qualidade do material rochoso, resistência, alteração, etc.; disposição espacial; magnitude e orientação da tensão in situ que age nos domínios de influência; registros dos incidentes de quebra, queda de blocos e danos causados; características geotécnicas gerais segundo sistemas de classificação dos setores escavados; quantidade e qualidade dos sistemas de suporte instalados na mina; impactos das técnicas de desmonte e danos causados ao maciço; registros de observações visuais e inspeções regulares que denotam fenômenos particulares; filmagem em furos longos, realizados especificamente para observar os impactos no hangingwall em função do avanço da lavra; registros fotográficos de colapsos em realces, ou mesmo desplacamentos de menor dimensão ainda que, em raises de ventilação; tendências de deformação e deslocamentos registradas por meio de instrumentos de monitoramento, extensômetros, SMART cables, MPBX, etc; relatórios e notas técnicas de estudos ou análises de condições geotécnicas relevantes Definição dos vãos livres de lavra ao longo do strike Dados gerados previamente pela mina durante a etapa de concepção do projeto foram utilizados na tentativa de dimensionar o vão livre máximo (strike span) de estabilidade das escavações de lavra para o método sublevel-stoping aplicável ao corpo SER. Neste método, o vão livre máximo de lavra compreende a extensão que dista entre dois rib pillars, consecutivos; medido de nível a nível, ao longo do dip. O cálculo de estabilidade aplicado para garantir a integridade da área mencionada, considera as características do maciço rochoso e o tamanho dos vãos lavrados. Consequentemente, vãos de maiores dimensões são possíveis em maciços rochosos relativamente mais resistentes, para que permaneçam estáveis. 86

105 A geometria do painel de lavra (comprimento e altura), previamente conjecturada, é usada para calcular seu raio hidráulico. O raio hidráulico de qualquer escavação é obtido calculando-se a área da superfície exposta dividida pelo perímetro da abertura correspondente. As características geométricas do método sublevel aplicado ao corpo SER consideram um painel com ângulo de inclinação médio de 66º e altura vertical de 2 m entre subníveis, o que resulta na altura real de 21,9 m. Inicialmente, este estudo propõe-se a avaliar a estabilidade dos vãos livres com comprimentos ao longo do strike de 25, 4 e 7 m, respectivamente, geradores, por sua vez, de dimensões de raio hidráulico de 5,8; 7,1 e 8,3, respectivamente. Conforme mencionado no tópico 2.6, há diversas técnicas empíricas que são utilizadas para estimar a estabilidade e a diluição no hangingwall do realce. É comum a utilização da versão modificada do índice de qualidade da rocha, Q, de Barton, derivado do sistema de classificação que considera o intercepto das tensões induzidas, a orientação das descontinuidades, a orientação da superfície e a geometria do hangingwall. Embora a técnica empírica para determinar o número de estabilidade possa parecer simples, ela dificilmente permite identificar, com rigor, quais fatores são mais importantes e quais influenciam categoricamente a estabilidade nas superfícies dos realces. Barbosa (28) aplicou a metodologia empírica mencionada para avaliar a eficácia da contenção com cabos de aço instalados na Mina Cuiabá. Neste trabalho, foi realizado o levantamento dos principais parâmetros necessários para efetuar a atualização da classificação geomecânica das rochas em torno das escavações. Os resultados dos índices N (Número de Estabilidade) e N (Número de Estabilidade Modificado) foram coletados para as litologias da rocha encaixante do corpo Serrotinho nos níveis N9 e N1.1. Tais índices foram compilados a partir de levantamentos da classificação do maciço rochoso nos realces observados, tendo sido considerada uma tensão principal máxima induzida de 7 e 18 MPa (Anexo II). Os dados assim coletados foram retomados e utilizados numa tentativa inicial para definir o comprimento do vão livre de lavra ao longo do strike no método de lavra sublevel-stoping. O Anexo II apresenta os gráficos de estabilidade plotados com os valores dos índices N e N em função do raio hidráulico. Com efeito, a maior parcela 87

106 dos pontos plotados com o índice N (Número de Estabilidade Modificado) das rochas encaixantes incide numa zona de instabilidade. O significado gráfico mostra ser indesejável a utilização de vãos livres com comprimentos de 4 e 7 m ao longo do strike, em se tratando das rochas classificadas. Contudo, a análise gráfica indica que vãos livres de 25 m (strike span) são passíveis de se situar na zona de transição, ou seja, no limite entre estabilidade e instabilidade das escavações. Wang et al. (27) afirmam que a estabilidade das paredes do hangingwall envolve grandes superfícies de rochas e vários metros quadrados de extensão. Todavia, nos métodos empíricos de estabilidade do vão livre máximo, nem a resistência da rocha, nem as tensões induzidas influenciam na avaliação do relaxamento, condição de pouca tensão (low-stress) do hangingwall, ou seja, nenhuma sensibilidade para as tensões induzidas ou resistência da rocha é considerada. Outra observação importante remete à dificuldade em expressar o impacto do backfill na estabilidade do realce. Para efeitos de execução prática do método sublevel-stoping, considera-se o enchimento dos realce no processo de lavra da Mina Cuiabá. A principal função do backfill é limitar as superfícies de exposição das escavações com o enchimento de áreas adjacentes lavradas, de modo a promover suporte adequado aos realces e, consequentemente, aumentar a rigidez do maciço e diminuir a taxa de deformação. Face às considerações apresentadas acima é possível considerar que o comprimento do vão livre de lavra ao longo do strike no método sublevel do corpo SER seja simulado numericamente para comprimentos de 25, 4 e 7 m, a fim de confirmar a relação gráfica de estabilidade e, por consequência, avaliar a possibilidade de realizar ajustes apropriados nas curvas dos métodos gráficos, o que os torna mais representativos para o ambiente geotécnico encontrado na Mina Cuiabá Quantificação da sobrequebra no hangingwall Ao se aplicar o método sublevel-stoping no corpo SER, é importante representar e quantificar os fatores que podem causar sobrequebra no hangingwall, bem como 88

107 provocar a diluição do minério. A profundidade e a razão de proporção da lavra (comprimento do vão livre ao longo do strike versus a altura real do vão exposto) podem ser consideradas fatores de controle das respostas do hangingwall. Aí, assume-se que a diluição do minério será tanto menor quanto menores forem as profundidades da lavra e a altura vertical dos realces; ou mesmo que a altura vertical seja elevada, que o comprimento do vão livre ao longo do strike seja relativamente curto (volume desmontado pequeno). Fatores que não podem ser alterados por serem inerentes ao corpo de minério, tal como o ângulo de inclinação (dip) e a orientação da tensão principal máxima com relação ao hangingwall, não foram considerados como passíveis de modificação. Entretanto, é sabido que a sobrequebra aumenta severamente quando o ângulo de inclinação do hangingwall é menor. Em contrapartida, ocorrências de sobrequebra tendem a ser mais impactantes em setores onde a tensão principal máxima atua perpendicularmente à linha de vão livre. Nos realces onde a extensão da lavra ao longo do strike é considerável, sobrequebras de grandes dimensões tendem a ocorrer. As descontinuidades naturais da rocha, como, por exemplo, planos de xistosidade, contribuem consideravelmente para desarticulações e sobrequebras. A Figura 4.1 mostra condições de deflecção e curvatura dos planos de foliação, que desencadeiam zonas de sobrequebra. Os desplacamentos assim causados contribuem, naturalmente, para um aumento da diluição no minério pelo hangingwall. Figura 4.1 (a) Descontinuidades causadoras de diluição na lavra a) laminas; b) placas (b) 89

108 Empiricamente, a porcentagem de diluição expressa em termos do equivalente linear de sobrequebra ou desplacamento (Equivalent Linear Overbreak/ Slough - ELOS) é estimada mediante utilização do Número de Estabilidade Modificado, índice N`, e do raio hidráulico, RH. O Anexo II apresenta os resultados obtidos a partir dos levantamentos de classificação do maciço rochoso nos realces, conforme mencionado anteriormente. A diluição é calculada como o fator ELOS dividido pela espessura (potência) do corpo de minério. Por exemplo, se ELOS =,5 m e o corpo de minério apresenta 1 m de espessura, a diluição esperada seria de,5/1 =,5 ou 5%. A Figura 4.2 mostra o gráfico apresentado por Clarke e Pakalnis (1997), com os limites de ELOS. Figura 4.2 Estimativa de sobrequebra em realces abertos sem suporte (Clarke e Pakalnis, 1997) 4.5 MODELOS DE CALIBRAÇÃO NUMÉRICA DAS REAÇÕES NO CORPO SERROTINHO Para melhorar a representatividade de um modelo numérico, importa efetuar sua calibração relativamente aos comportamentos reais, conhecidos ou medidos no campo. Tomam-se, como referências, fenômenos ocorridos em determinados setores do maciço, dos quais se conheçam as magnitudes dos impactos medidos por parâmetros mensuráveis (deformação, por exemplo, que é facialmente mensurável). Por sua vez, o 9

109 modelo calibrado deverá reportar, para tais setores, a mesma ordem de magnitude das reações que realmente ocorrem no corpo. Pode haver, portanto, a necessidade de se ajustarem os dados de entrada suficientemente para que tal concordância ocorra. O exercício de calibração realizado para reproduzir o comportamento do corpo SER considerou dois modelos-teste de calibração: um modelo refere-se ao raise de ventilação, do nível N14 para o qual se conhecem os efeitos de concentração das tensões induzidas; e o modelo de lavra onde se aplicou, no passado, o método sublevelstoping no nível N7, para o qual se conhecem os comportamentos e as condições de estabilidade. Os modelos calibração foram executados em MAP3D. Ambos os modelos-teste referem-se a ambientes geotécnicos no corpo SER. As geometrias utilizadas na construção dos modelos numéricos de calibração foram fornecidas pela Mina Cuiabá, bem como as informações adicionais que auxiliaram os critérios e condições de calibração. Os parâmetros de entrada utilizados/retrocalculados são apresentados no próximo capítulo. Descrições mais detalhadas sobre a geometria e os resultados dos modelos-testes de calibração encontram-se no Anexo III. O modelo de calibração do raise de ventilação do corpo SER, situado no nível N14, refere-se ao raise posicionado no footwall da lavra. Este modelo foi considerado para ajustar os parâmetros que melhor caracterizam as reações na litologia X2 (basaltos sericitizados), tendo como referência conhecida as quebras por tensão ocorridas nas paredes do raise. O modelo-teste é relativamente simples, considera os parâmetros de entrada da rocha encaixante, requerendo baixo esforço computacional. Este modeloteste permitiu testar e verificar sistematicamente os efeitos de cada variável que controla o comportamento da rocha encaixante. Importando, portanto, determinar as condições de entrada que refletissem, no modelo, as dimensões da quebra observadas. Read (24) explica os quatro estágios que compõem o processo da zona de quebra por tensão, típico de uma escavação circular, muito similar à escavação do modelo-teste do raise de ventilação, utilizado na calibração. Estágio de inicialização: Desenvolvem-se trincas desfavoravelmente orientadas que se aglomeram na zona de máxima tensão tangencial. O processo de 91

110 formação de trinca começa na região de contorno da escavação; Estágio de dilatação: Ocorrem cisalhamento e fragmentação excessiva do material numa zona estreita, onde ocorre expansão considerável do material cisalhado; Estágio de fatiamento e quebra: Continua o desenvolvimento do processo de propagação de fraturas na zona de quebra, o que conduz à formação de fatiamentos. Estes decorrem do cisalhamento, abertura de trincas e flambagem. A espessura do fatiamento é variável. As fatias mais espessas formam-se quando o entalhe da quebra atinge a dimensão máxima. Próximo à extremidade do entalhe da quebra, o fatiamento apresenta um formato curvo. Estágio de estabilização: O desenvolvimento do entalhe da quebra termina quando a geometria da quebra promove confinamento suficiente para estabilizar o processo na zona de extremidade do entalhe. Os estágios de quebra descritos acima resultam na Figura 4.3, que expressa as características típicas da zona de quebra em uma escavação circular. Notar que esta representação esquemática está rotacionada para coincidir aproximadamente com a orientação do raise do nível N14, quanto às direções das tensões principais. Figura 4.3 Estágios de quebra no entorno de uma escavação circular sobre tensão (Read, 24) 92

111 4.5.1 Modelo-teste de calibração do raise N14 Especificamente, o raise de ventilação do nível N14 situa-se num setor adjacente a um pilar remanescente no bloco que divide a lavra dos corpos de minério FGS e SER. O raise de ventilação tem 2,1 m de diâmetro, aproximadamente, está orientado segundo 16º/45º, com comprimento total de 4 m. Uma zona de quebra estende-se ao longo de todo o comprimento do raise e, em média, apresenta uma profundidade de 2 cm (típica de quebra por compressão, spalling). Em nível local, a tensão principal máxima (σ 1 ) ao longo do eixo do raise incide transversalmente com um ângulo de 45º, aproximadamente, à direção do strike dos realces. A Figura 4.4a representa, esquematicamente, o mecanismo de quebra nas paredes do raise de ventilação do nível N14, por incidência da tensão principal máxima, σ 1. A Figura 4.4b mostra um registro fotográfico da condição atual da zona de quebra ao longo do raise N14, visto na posição ascendente (do nível inferior para o superior), que caracteriza a posição da quebra. A Figura 4.4c e a Figura 4.4d apresentam os resultados do modelo numérico, calculados em MAP3D do raise da Figura 4.4b, e que serviram para ajustar os dados de entrada da rocha encaixante do footwall. As regiões de quebra por tensão nos modelos MAP3D são interpretadas segundo os critérios de fator de segurança e deslocamento total, registrados no entorno das escavações. A Figura 4.4c representa a incidência da tensão principal máxima no modelo-teste calibrado, cuja direção preferencial é coincidente com a do mecanismo identificado na Figura 4.4a e Figura 4.4b, respectivamente. O modelo do raise de ventilação foi considerado calibrado quando as paredes da escavação apresentaram uma profundidade da quebra, modelada, de cerca de 2 cm ao longo de toda a extensão longitudinal notar que a profundidade de quebra real foi aproximadamente de 2 cm. A calibração confirmou-se, ainda, quando a região de quebra modelada coincidiu com a posição real observada, ou seja, segundo a orientação NE/SW, conforme a Figura 4.4d. Com efeito, no modelo do raise, registrou-se que a deformação total ao longo da direção NE/SW é efetivamente maior que na direção NW/SE, condição coincidente com o observado no campo nas regiões de quebra no raise. O modelo calibrado indicou que, para obter-se uma profundidade de quebra da ordem de 2 cm na direção NE/SW, a 93

112 superfície imediata da escavação teria que deformar 2 mm. O modelo-teste do raise considerou inexistência de lavra nas regiões adjacentes. (a) (b) Figura 4.4 (c) (d) a)representação esquemática da quebra; b)zona de quebra no raise de ventilação do nível N14; c)resultado da tensão principal máxima no modelo; d) Resultado da deformação total Modelo-teste de calibração do sublevel N7 O segundo modelo-teste de calibração considerado foi o modelo para uma lavra no corpo SER, nível N7, realizada no passado. Neste setor, foi experimentado, pela 94

113 primeira e única vez na Mina Cuiabá, o método sublevel-stoping onde até então tinha sido aplicado o método cut-and-fill. Porém, após esta experimentação, o método cutand-fill continuou a ser aplicado, permanecendo até os dias de hoje. Por se conhecerem as condições da lavra realizadas há quase duas décadas e por se conhecerem também as condições atuais do realce SER no nível N7, este foi considerado um alvo ideal para a calibração de novos modelos. Na época em que foi lavrado aproximadamente um quinto da altura total do painel SER, nível N7, foi extraída com o método cut-and-fill, onde foi aplicado o enchimento mecânico com estéril do desenvolvimento; o método sublevel-stoping foi aplicado para a extensão de lavra restante até concluir a lavra deste nível, não se tendo aplicado qualquer tipo de enchimento (backfill). Atualmente, o nível N7 do corpo SER não pode ser acessado por questões de segurança e por se tratar de uma região exaurida, mas a informação que se tem com relação às condições de estabilidade do hangingwall é que não houve, durante o período em que a lavra decorreu, diluição ou mesmo contaminação por desplacamentos significativos. Os rib pillars do método sublevel do nível N7 permanecem nas posições originais, embora não exista confirmação de que se apresentem intactos. Os sill pillars, porém, encontram-se estáveis, exercendo adequadamente sua função de suporte regional. O modelo-teste da lavra do nível N7 é utilizado para caracterizar e ajustar as propriedades de entrada das litologias da rocha encaixante do hangingwall composta por filito grafitoso (FG) e metapelitos (X1), bem como da rocha minério (BIF). Este modelo de calibração teve como objetivo principal reproduzir as condições de estabilidade dos sill pillars adotados, com 4 m de altura vertical. Foi também utilizado para verificar as características apresentadas pelos rib pillars remanescentes, além de tentar determinar o potencial de diluição do hangingwall. A geometria do corpo SER, no nível N7, foi representada o mais próximo do layout fornecido quanto possível, para retratar o formato irregular do corpo com dobras relativamente significativas ao longo do strike e com o propósito de capturar o comportamento dos pilares rib e sill. Convém mencionar que o valor da resistência à 95

114 compressão uniaxial simples (UCS) do minério e a geometria do sill pillar têm grande influência no resultado final da calibração. O modelo de calibração SER, no nível N7, considera um comprimento de 24 m ao longo do strike, por 6 m ao longo do dip, aproximadamente. A região de lavra com o método sublevel-stoping no nível N7 possui dois rib pillars com largura média de 6 m cada, separados entre si por vãos livres de aproximadamente 38 m. Tais pilares posicionam-se aproximadamente a partir do eixo central do corpo. A espessura do minério varia de 7 a 16 m (média de 1m) apresentando inclinação média de 55 no nível modelado. A profundidade da lavra no modelo-teste para o SER, no nível N7, é de 482 m abaixo da superfície. A Figura 4.5 apresenta as geometrias simuladas, indicandose, separadamente, os métodos de lavra cut-and-fill e sublevel-stoping. Figura 4.5 Modelo-teste de calibração da lavra do corpo SER, nível N7 O critério de avaliação da condição de estabilidade nos pilares e hangingwall da lavra do corpo SER, no nível N7, baseia-se nos resultados das deformações e fatores de segurança reportados pelo modelo, tais que reflitam, aproximadamente, condições coincidentes com as reportadas pelos operadores que executaram a exaustão do painel mencionado, aplicando o método sublevel-stoping sem enchimento. Especificamente, foi possível obter do responsável pela lavra à época a informação de que não houve diluição ou contaminação significativa durante toda a exaustão do 96

115 respectivo painel. Para os operadores de mina, a quantidade de diluição de lavra, no uso do método sublevel, está associada à integridade das paredes da escavação e, consequentemente, à sua estabilidade. Quanto maior o número e extensão das quebras geomecânicas mais o minério fica diluído. Então, face aos relatos de ocorrência de baixos níveis de diluição durante a exaustão do corpo SER, no nível N7, pode-se deduzir que as deformações neste realce foram relativamente baixas e, consequentemente, os fatores de segurança indicariam estabilidade. O modelo-teste do sublevel, no nível N7, foi considerado calibrado, portanto, quando o nível e extensão das deformações; e as magnitudes dos fatores de segurança no hangingwall do modelo numérico apresentaram-se coincidentes com as condições reais reportadas pelos operadores da lavra. Evidentemente, reconhece-se que o rigor da calibração possa ser questionado, dado que os impactos reais dependem de descrições qualitativas, não-mensuráveis, dos operadores à época. Apesar da deficiência, pode assumir-se que uma aproximação, assim conseguida, seja melhor que uma aproximação aleatória, sem referência, da calibração em questão. A Figura 4.6 mostra resultados de deformação total e fator de segurança no modeloteste de calibração do corpo SER, nível N7, para os pilares rib e sill; e para o hangingwall da lavra. As magnitudes e extensão espacial dos resultados destes parâmetros são condizentes com condições gerais potencialmente estáveis. Os parâmetros de entrada foram ajustados, com efeito, para refletir tais condições. Estes parâmetros foram considerados nas modelagens subsequentes, descritas mais adiante. Com relação à deformação total (Figura 4.6a), infere-se que a diluição ocorrida seria mínima. Conforme mencionado no tópico desta dissertação, a estimativa da magnitude de deformação apresentada pelo MPBX, no hangingwall do corpo de minério FGS, nível N1.2, seria da ordem de 8 mm para caracterizar efetivamente um mecanismo de quebra, enquanto as deformações apresentadas por este modelo-teste não chegam a ultrapassar este valor. Ressalte-se que os realces mencionados apresentam dimensões similares, o que permite estabelecer a mesma magnitude de deformação (8mm). 97

116 Na Figura 4.6b, notar que o sill pillar entre os níveis N7 e N8, na extremidade direita desta figura, mostra-se ligeiramente solicitado, possivelmente em decorrência da extensa dimensão do vão livre de lavra (aproximadamente 12m) neste setor, embora não caracterize instabilidade. (a) (b) Figura 4.6 Resultados do modelo-teste de calibração a) deformação total; b) fator de segurança 98

117 5 Capítulo 5 : atributo s e crit ério s propo stos para as simu laçõ es Numéricas C a p í t u l o 5 ATRIBUTOS E CRITÉRIOS PROPOSTOS PARA AS SIMULAÇÕES NUMÉRICAS 5.1 INTRODUÇÃO Caracterizam-se os depósitos de minério por estratificações irregulares com múltiplas camadas de materiais distintos. O maciço rochoso é composto por corpos heterogêneos, não-isotrópicos e descontínuos. Os fenômenos induzidos no maciço rochoso são marcados por respostas distintas, dependentes do local de lavra, ainda que as atividades operacionais sejam desenvolvidas em condições similares. Os materiais constituintes do maciço rochoso apresentam variabilidade considerável em suas propriedades intrínsecas, tais como densidade, dureza, módulo de elasticidade e outras propriedades mecânicas. Em face dessa variabilidade, pode-se afirmar que os modelos numéricos somente podem representar a realidade do universo geotécnico por meio de simplificações. Consequentemente, a variabilidade das propriedades das rochas e dos parâmetros correlacionados à mineração, bem como as simplificações nos domínios do maciço rochoso, implicam em incertezas na solução dos modelos numéricos. Adicionalmente, a geometria do layout e a sequência de lavra são aspectos de desenho de mina que necessitam ser considerados para otimizar os layouts finais. Durante este processo, é necessário atender às especificações apontadas pelo planejamento da mina, bem como às condicionantes geotécnicas prevalecentes. Este capítulo tem como objetivo descrever os modelos numéricos simulados nesta dissertação e apresentar as condicionantes e simplificações adotadas, a começar pelo 99

118 layout da lavra, assim como as condições geológicas adotadas, as propriedades geotécnicas dos materiais constituintes, os dados de entrada estimados, as tensões aplicadas e as demais condicionantes e limitações assumidas na análise numérica. Os modelos numéricos aqui estudados foram simulados mediante uso do código numérico MAP3D, que permite inferir e analisar as respostas mecânicas possíveis do maciço, induzidas pela lavra. Tais respostas incluem: as grandes deformações no hangingwall do realce; a extensão da área de sobrequebra (como fator de diluição); a condição de estabilidade dos sill pillars agindo como suporte regional da mina. O uso de MAP3D permite ainda dimensionar os rib pillars para o método sublevel-stoping, aplicados no corpo Serrotinho (SER). Finalmente, são apresentados os critérios aplicados para caracterizar as condições de instabilidade dos modelos simulados, que geram risco geotécnico nos vários layouts. Os critérios de instabilidade, representados por efeitos dos fatores de segurança e das deformações totais, foram expressos em termos de probabilidade. 5.2 REPRESENTAÇÃO DOS LAYOUTS DE LAVRA SIMULADOS É de conhecimento que a irregularidade morfológica dos corpos de minério da Mina Cuiabá se estende em profundidade. Então, a primeira simplificação assumida para facilitar a construção dos modelos numéricos nesta dissertação diz respeito à geometria do corpo de minério. Esta, na realidade, muito irregular e sinuosa, exigiu simplificação, tendo-se assumido um corpo menos ondulado no detalhe. Consequentemente, o layout da lavra correspondente foi igualmente simplificado. A geometria global assumida para os modelos que representam a lavra no corpo SER é idêntica à indicada para o painel do nível N15. A geometria de lavra adotada no nível N15 possui dip de aproximadamente 65º e plunge de cerca de 2º. Esta mesma característica é extrapolada para os demais níveis estudados. A geometria completa de cada modelo simulado é composta por um total de quatro níveis de lavra idênticos. Os resultados da modelagem são produzidos para os níveis N15 ao N18, entre as profundidades de 985 e 1184 m, respectivamente, cujas espessuras aparentes (potências) 1

119 variam de 1 a 15 m. Os modelos consideram separadamente resultados para os níveis intermediários de lavra, com simulações que contemplam os níveis N15 e N16 e outras, para os níveis N17 e N18. Inicialmente, a Mina Cuiabá deseja que a lavra com sublevel-stoping ocorra entre níveis que compreendem painéis com altura vertical máxima de 6 m. Esses painéis são subdivididos em três subníveis de 2 m de altura vertical cada, que incluem drifts com 5, m de altura; apresentam rib pillars distribuídos ao longo do strike, que separam os vãos livres de lavra; e sill pillars com 6 m de altura vertical. O comprimento total do painel ao longo do strike adotado para o corpo SER é de 23 m. Essas dimensões geométricas foram fixadas para todos os modelos computados. A dimensão dos sill pillars utilizados como suporte regional e que limitam as alturas verticais de cada nível foi estabelecida num trabalho recente de modelagem numérica (Lorig et al., 29). Os resultados finais de dimensionamento dos pilares sill do corpo SER, produzidos no estudo de Lorig, foram sumariados e incorporados num documento interno da mina, após serem interpretados e adaptados para atender às necessidades operacionais em questão. A geometria global considerada em MAP3D, na simulação tridimensional do corpo de minério SER, aparece na Figura 5.1. Figura 5.1 Modelo global tridimensional típico em MAP3D (vista frontal) 11

120 No total, foram construídos e simulados vinte e quatro modelos numéricos. Pretendeuse com este conjunto de modelos testar a sensibilidade de várias condicionantes operacionais, de caráter geométrico e de qualidade do maciço. Em nível das variantes geométricas para o desenho do layout, somente foram consideradas variações nas seguintes dimensões: espessura aparente do minério com 1 e 15 m (potência do corpo); largura dos rib pillars dispostos ao longo do strike da lavra com 5; 7,5; e 1 m; profundidade da lavra representativa dos níveis N15 ao N18, sendo os modelos computados com painéis dos níveis N14 ao N17, e N16 ao N19, respectivamente; comprimento do vão livre de lavra ao longo do strike variando entre 25; 4; e 7m. As designações e terminologias referentes à geometria (de um único nível) dos modelos simulados aparecem na Figura 5.2. Figura 5.2 Designação e termos referentes aos modelos simulados Na Tabela 5.1, sumaria-se o conjunto de modelos simulados e analisados nesta dissertação para as variantes geométricas do layout de lavra, assumidas para o método sublevel-stoping. 12

121 Tabela 5.1 Geometrias dos modelos simulados Modelo A1 B1 C1 D1 E1 F1 G1 H1 I1 J1 K1 Nível representado Profundidade representativa N15 - N N17 - N N15 - N N17 - N N15 - N N17 - N N15 - N N17 - N N15 - N N17 - N N15 - N N17 - N N15 - N N17 - N N15 - N N17 - N N15 - N N17 - N N15 - N N17 - N N15 - N N17 - N Altura vertical do sill pillar (m) Largura do rib pillar (m) Comprimento no strike do vão de lavra (m) Espessura aparente (potência) (m) Altura vertical do subnível (m) Comprimento total ao longo do strike (m) , , , , REPRESENTAÇÃO DAS CONDIÇÕES GEOLÓGICAS MODELADAS No capítulo 3, já foram descritas as características geológicas originais e locais relevantes. Aqui, pretende-se sumariar as condições geológicas consideradas nos modelos simulados. Em termos gerais, a rocha encaixante do corpo SER da Mina Cuiabá caracteriza-se por apresentar o hangingwall composto por uma sequência de filito grafitoso (FG), metapelitos (X1) e basaltos sericitizados (X2), enquanto o footwall compõe-se apenas dos basaltos sericitizados (X2). O corpo de minério simulado consiste de uma rocha bastante resistente, a BIF (formação ferrífera bandada). 13

122 No intuito de tornar os resultados simulados desta dissertação mais condizentes com a realidade da mina, os modelos com 7 m de comprimento ao longo do strike (vão livre da lavra), situados nos níveis N15 e N16, foram assumidos com propriedades distintas para a rocha encaixante do hangingwall, footwall e para os setores mais distantes. Portanto, nos modelos simulados, a representação litológica das rochas encaixantes considera os dois cenários abaixo mostrados (Figura 5.3). Condição geológica tipo 1: Toda a rocha encaixante (hangingwall e footwall) é representada pela litologia X1/FG, por se tratar da pior situação de análise; Condição geológica tipo 2: A rocha encaixante do hangingwall é composta por uma camada de 9 m de X1/FG, seguida por outros 36 m de X2, enquanto o footwall é constituído por 45 m de X2 e, no setor mais afastado das escavações, é considerada uma rocha intacta com propriedades de resistência melhores para a litologia do xisto. Atualmente, existe uma linha de pesquisa que desconsidera a influência de aberturas de escavações em rochas situadas num campo de tensão afastado. É neste contexto que se justificaria representar a rocha de característica intacta, num setor relativamente distante dos realces de lavra, tal que esta rocha não comporte evidência de dano decorrente de ações da lavra ou de detonação e se encontre sob confinamento. (a) (b) Figura 5.3 Representação litológica da rocha encaixante a) tipo 1; b) tipo 2 14

123 A modelagem das condições geológicas tipo 2 para rochas encaixantes na simulação numérica do sublevel-stoping implica avaliar um ambiente geológico complexo, de litologias distintas, o que exige maior esforço computacional. Esta análise objetiva comparar modelos com mesmas variantes de layout, porém, computados para cenários com diferentes condições geológicas das rochas encaixantes (tipo 1 e tipo 2). A Tabela 5.1 comporta os modelos para as condições geológicas tipo 1, enquanto a Tabela 5.2 sumaria as características dos modelos simulados para a rocha encaixante tipo 2, como a mesma geometria dos modelos F1 e G1. Tabela 5.2 Modelos com variantes na rocha do hangingwall e footwall Modelo Nível representado Profundidade representativa Altura vertical do sill pillar (m) Largura do rib pillar (m) Comprimento no strike do vão de lavra (m) Espessura aparente (potência) (m) Altura vertical do subnível (m) Comprimento total ao longo do strike (m) F2 N15 - N G2 N15 - N PROPRIEDADES DOS MATERIAIS E CRITÉRIOS APLICADOS Outra simplificação assumida relaciona-se à natureza do material rochoso representado nos modelos numéricos como isotrópico, homogêneo, elástico, e contínuo. Não obstante, reconhece-se que as premissas assim consideradas implicam num aumento das incertezas da modelagem, visto que: na isotropia, para cada ponto, as propriedades dos materiais são as mesmas em todas as direções; na homogeneidade, o material que constitui o maciço rochoso possui as mesmas propriedades em todos os seus pontos; na elasticidade, as expressões que relacionam as componentes de tensão com as componentes de deformação são lineares e reversíveis até a ruptura; na continuidade, desconsideram-se as características estruturais e discretas do 15

124 maciço. Nesta dissertação, as condições de ruptura utilizadas para a rocha encaixante e o corpo de minério foram representadas pelo critério de Mohr-Coulomb, ambos os materiais com comportamento considerado elástico. Na aplicação do método BEM, as considerações da teoria clássica da elasticidade (Timoshenko e Goodier, 198) e o princípio de conservação da energia, reduzem significativamente o número de variáveis a serem consideradas (ou seja: o módulo de elasticidade e o coeficiente de Poisson), tal como apresentado no tópico Outros parâmetros utilizados na fase de pósprocessamento, como os utilizados nas avaliações das condições de ruptura, segundo critérios específicos, podem ser ajustados numa fase posterior à computação dos modelos. As propriedades dos materiais de rocha simulados foram obtidos a partir de registros recentes de ensaios de laboratório da Mina Cuiabá e do relatório de Lorig et al. (29), que avaliou, por meio de FLAC3D e UDEC, as condições de determinados ambientes da lavra em Cuiabá. Os cálculos realizados para obtenção de alguns dos parâmetros utilizaram o software RockData, além dos parâmetros terem sido aferidos no processo de calibração dos modelos. A Tabela 5.3 sumaria as propriedades mecânicas dos materiais rochosos assumidas para fins de modelagem numérica. Tabela 5.3 Propriedades do maciço rochoso SER Tipo de Rocha Parâmetro Unidade Xisto X1 / FG X2 intacto BIF Peso específico MN/m³,28,28,28,31 Módulo de Young GPa Razão de Poisson -,25,23,25,2 UCS (rocha intacta) MPa GSI Coesão MPa 3, Ângulo de atrito º Resistência à tração MPa -,4 -,4 -, Dilatância º ,5 UCS (maciço rochoso) MPa 17,4 19,

125 Consideraram-se, nos modelos em MAP3D, elementos do tipo FF (de forças fictícias ou fictitious force) na construção das geometrias selecionadas, que impuseram alguns ajustes. Por exemplo, o parâmetro dilatância é uma medida do aumento de volume do material ocorrido quando este sofre cisalhamento. No modelo Mohr-Coulomb, esse parâmetro representa um ângulo que geralmente varia entre zero e o ângulo de atrito,, sendo,333. para rochas brandas e cerca de,666. para rochas duras. Adicionalmente, o parâmetro coesão, c, do material pode ser representado como zero, pois não influencia no cálculo matricial, uma vez que é deduzido da Equação (5.1), em função da resistência à compressão simples (UCS) e do ângulo de atrito ( ). UCS 2 c tan 45 (5.1) MATERIAL DE ENCHIMENTO BACKFILL O preenchimento dos realces lavrados com estéril da mina (backfill mecânico) ou com material classificado (backfill hidráulico) auxilia no confinamento do hangingwall e do footwall, agindo como fator limitador das deformações nas superfícies do realce e, consequentemente, como componente do sistema regional de suporte da mina. Efetivamente, o material de enchimento, backfill, é um componente importante para alguns métodos de lavra, tal como o cut-and-fill e o sublevel-stoping. O comportamento mecânico do material backfill usado no preenchimento dos vazios de lavra depende das características específicas de sua composição, que podem ser representadas por uma relação da tensão e do nível de deformação correspondente, em ensaios laboratoriais. O grau de influência do backfill na estabilidade circundante pode ser determinada pela modelagem numérica através da análise de interação do maciço com o sistema de suporte regional. Não obstante, a simulação numérica do comportamento do material de enchimento não é um problema simples. As únicas simulações realísticas de backfill são aplicadas nas minas profundas de exploração de ouro da África do Sul (Wiles, 21), que apresentam lavras tabulares com vãos de grande dimensão e espessura de lavra reduzida, onde as grandes áreas de lavra extensas e as profundidades elevadas (acima de 17

126 3 m) podem promover fechamento/deformação no backfill, da ordem de um metro ou mais. Os realces tabulares com altura de lavra reduzida (entre,8 e 1,5 m no domínio Carbon Leader Reef, por exemplo) podem facilmente proporcionar uma deformação no backfill que excede 5%. Nestes casos, apenas se pode esperar alguma reação positiva do backfill. O comportamento mecânico do backfill pode ser razoavelmente testado em laboratório. Geralmente, as características na compressão de confinamento são determinadas mediante uso de um teste de compressão uniaxial chamado de teste oedometer. O comportamento de compressão unidimensional do backfill na mina depende da porosidade, classificação e conteúdo do material de composição da amostra. A curva de tensão-deformação do material de enchimento da Mina Cuiabá foi determinada por uma série de ensaios de compressão unidimensionais (Revell, 28), Figura 5.4. Figura 5.4 Tensão vertical versus deformação axial para o teste de compressão unidimensional Lorig et al. (29) realizaram para a Mina Cuiabá trabalhos de modelagem numérica, considerando um comportamento para o backfill modelado semelhante ao mostrado na Figura 5.4, representado pela curva mais espessa, ou seja, com,44 de porosidade. 18

127 Após aplicarem outro material de enchimento com comportamento dez vezes mais rígido que a curva mostrada, Lorig et al. concluíram que o uso do backfill não seria efetivo para impedir o desplacamento ou mesmo colapso do hangingwall em realces factíveis de apresentar problemas de instabilidade. O fato de ter o maciço rochoso de se deformar excessivamente para dissipar o excesso de tensão, quer haja ou não backfill (suporte no maciço), implica que o backfill, ou qualquer tipo de suporte aplicado, raramente expressa algum efeito significativo de contenção real na rocha. Com efeito, considera-se que o material de enchimento apenas inibe o desprendimento dos blocos, seguido de desplacamento. No final, a utilização do material de enchimento faz com que a rocha ainda permaneça no local esperado, após o desprendimento ter terminado, a menos que, sem o backfill, a rocha tenha se deslocado ou desplacado por ação da gravidade. Portanto, a menos que a deformação do maciço seja consideravelmente elevada, a mudança de tensão no backfill seria insignificante. O módulo de Young do backfill é sempre baixo quando comparado com o do maciço rochoso, e é errôneo envolver as forças globais de mobilização como suportadas pela massa de enchimento. O desempenho do enchimento envolve a capacidade de promover a retenção local da superfície de deslocamento nas unidades de rocha ao redor do corpo de minério. O enchimento torna-se efetivo quando a parede da rocha, no estado de instabilidade incipiente e relativamente pouca força de resistência, mobiliza uma força fictícia de resistência significante contra a parede do maciço rochoso. Pelas argumentações acima, considerou-se inconsequente simular modelos incluindo-se a influência do backfill, a qual seria insignificante. Portanto, foram desconsideradas as propriedades do backfill, não sendo elas aplicadas nas simulações realizadas. Ou seja, os modelos apresentam realces abertos e vazios. 5.6 DEPENDÊNCIAS RELATIVAS AO ESTADO DAS TENSÕES IN SITU Necessariamente, para dimensionar escavações em uma mina subterrânea, é preciso considerar-se o estado das tensões atuantes no maciço rochoso; sendo a magnitude e a 19

128 orientação do campo de tensão da rocha pré-escavada determinadas. Estimar os campos de tensão induzidos, causados pela abertura na rocha, e sua interação com outras áreas pré-escavadas é igualmente importante. O estado da tensões pré-lavra, in situ, pode ser derivado de outras grandezas (tal como, deformação) ou simplesmente estimado. Já o estado das tensões induzidas por ações de desenvolvimento e lavra, por exemplo, é normalmente obtido por meio de modelagem numérica. É aceitável que, para um ambiente geológico não-homogêneo, o estado de tensão prélavra varia da ordem de ±2%. Tal variabilidade resulta em análises díspares. É possível refinar esta dispersão através da retroanálise por meio de modelos numéricos. Variações de tensão de um local para outro raramente são medidas e detalhes das variações reais geralmente nunca são conhecidos. O custo financeiro para a aquisição de tal informação pode ser considerável, de modo que um compromisso entre necessidade de rigor e praticidade acaba norteando a decisão. Pode ocorrer até que nenhum ganho seja obtido com a melhoria na precisão dos resultados sobre o estado de tensão in situ, quando na verdade outras variáveis incoerentes contribuem para introduzir erros na análise. Nem os métodos de domínio, nem os métodos de elementos de contorno oferecem alguma vantagem nesta situação. Além disso, pode não haver ganho ao se realizar medições adicionais desde que prevaleça grande variabilidade natural no maciço rochoso, do ponto de vista litológico, petrográfico, estrutural, etc. Com efeito, simples medições podem confirmar a priori a existência de variabilidade natural dos estados das tensões. O esforço de uma retroanálise pode ser justificado se o refinamento do conhecimento do estado de tensão pré-lavra implica em redução significativa na incerteza introduzida pela contribuição de outras variáveis. Coetzer e Sellers (23) conduziram ensaios de tensão in situ, já reportados no tópico 3.5.4, nos níveis N12 e N14 do corpo FGS, tendo determinado que o fator k (razão entre as componentes horizontal e vertical das tensões in situ) poderia variar, na Mina Cuiabá, entre 1,5 e 3,. Evidências no campo, sobre o comportamento real do maciço, obtidas após extensas observações, indicaram, porém, que se poderia ajustar este intervalo de variabilidade do fator k a fim de melhor refletir os impactos observados. Com efeito, determinou-se por retroanálise que seria mais factível que os valores de k variassem 11

129 transversalmente entre 1,5 e 1,2, segundo orientações ortogonais do sistema de referência, refletindo, portanto, o grau anisotrópico transversal, no plano horizontal. A componente vertical da tensão in situ, σ V, num ponto à profundidade h, pode ser calculada segundo σ V = ρgh, isto é, dependente da carga gravitacional devida ao peso do material rochoso encaixante cuja densidade é ρ (igual a 28 kg/m 3 ), exposto à aceleração decorrente da gravidade, g. Consequentemente, infere-se que o valor da tensão vertical aumentaria linearmente com a profundidade, variando aproximadamente de,28 MPa por metro, sendo esta variação vertical representada pelo símbolo Δσ c na nomenclatura do ambiente MAP3D. Δσ c tem como referência o sistema de coordenadas locais, cuja orientação é a mais próxima da orientação do eixo Z do sistema de coordenadas globais do modelo. De acordo com os ajustes de k justificados acima, adotou-se, para os modelos numéricos simulados, que as variações das tensões horizontais segundo as direções ortogonais no sistema de coordenadas local variariam de acordo com as componentes Δσ a e Δσ b, refletindo, respectivamente, os valores k transversais. Por exemplo, se as tensões horizontais numa direção ortogonal são representadas por σ H1 e o fator k transversal correspondente é k H1 = 1,5, tal que σ H1 = 1,5 σ V, se deduz que Δσ a = Δσ c 1,5 =,28 1,5 =,42 MPa/m. Similarmente, para k H2 =1,2, tal que σ H2 = 1,2 σ V, se deduz que Δσ b = Δσ c 1,2 =,28 1,2 =,336 MPa/m. Essas dependências das tensões locais do fator k, transversalmente anisotrópico, foram consideradas nos modelos simulados para conferir representatividade e correspondência com o estado das tensões locais na Mina Cuiabá. A Tabela 5.4 sumaria a caracterização das tensões in situ e sua variabilidade usadas nos modelos para efeitos de cálculo das tensões induzidas, obedecendo às convenções do software utilizado. Nessa tabela, indicam-se ainda as orientações correspondentes à orientação (T - trend) e mergulho (P - plunge) das componentes das tensões segundo o eixo coordenado local. Estes são representados por Ta e Pa, referentes à componente σ a ; e Tc para a componente σ c. Obviamente, em decorrência da ortogonalidade dos eixos coordenados, as magnitudes das orientações e mergulhos das demais componentes ficam dependentemente definidos, pelo que não é necessário fornecê-los. 111

130 Elevação Variação σ a Variação σ b Variação σ c Tabela 5.4 Caracterização do estado das tensões in situ, pré-lavra m -,42 MPa/m -,336 MPa/m -,28 MPa/m σ a trend (orientação) 311º σ a plunge (mergulho) 4º σ c trend (orientação) 198º 5.7 CONDICIONANTES DE SEQUÊNCIA DE LAVRA A sequência de lavra adotada na Mina Cuiabá considera que sejam lavrados dois painéis consecutivos, simultaneamente. O objetivo desta imposição é o interesse de testar a interferência entre painéis para a sequência estabelecida. Nas simulações executadas, a geometria completa do modelo do layout de lavra compreende quatro níveis de lavra, em que o interesse de avaliar numericamente os impactos correspondentes se concentra em dois conjuntos de painéis, referidos como grupo N15 - N16 e grupo N17 - N18. O modelo tridimensional construído para cada uma das variantes de modelos estudados considera que o nível de lavra superior aos níveis de interesse, aqui referidos, foi previamente lavrado. Já o nível mais inferior de todos os modelos numéricos simulados foi considerado completamente isento de prélavra, portanto, completamente sólido. Os modelos numéricos puramente elásticos, tais como os modelos em MAP3D nesta dissertação, apresentam soluções independentes da trajetória computacional seguida (dizem-se path-independent). Os resultados discutidos subsequentemente reportam os impactos das tensões e deformações apenas referentes ao último estágio de lavra em cada modelo com sublevel-stoping, tendo-se considerado a lavra em dois níveis consecutivos, porém. É como se analisasse o caso mais crítico, que é aquele que reporta as condições de lavra mais extensas, maiores vãos, maiores impactos e efeitos induzidos 112

131 pelo avanço da lavra final. Obteve-se, desta forma, uma redução no esforço computacional, o que implicou tempos de simulação e pós-processamento menores. 5.8 CONDICIONAMENTO DOS MODELOS NUMÉRICOS E DISCRETIZAÇÃO A precisão com que os modelos numéricos solucionam as equações especificadas é bem conhecido e prontamente quantificável. Basicamente, a precisão depende de uma função que reflita uma dependência entre a distância da superfície escavada mais próxima, D, e a largura do elemento numérico, L, portanto, depende da malha de elementos usados para aproximar as equações. Para obter precisão nos resultados próximos das superfícies escavadas (onde D é pequeno) faz-se necessário assegurar que a largura, L, na dimensão do elemento, também seja pequena. Nas simulações conduzidas para esta dissertação, mediante uso do MAP3D, foram utilizados os parâmetros de condicionamento dos modelos, o que inclui discretização e lumping, que asseguram um erro menor que 5% nos resultados produzidos. A Tabela 5.5 mostra os parâmetros de condicionamento considerados nos modelos. Notar que, neste método de elemento de contorno, BEM, tais parâmetros são facilmente alterados nos dados de entrada. Tabela 5.5 Parâmetros de condicionamento dos modelos MAP3D simulados # máximo de tempo dos passos (NLD) 2 # máximo de interações (NIT) 1 Tensão de tolerância (STOL),1 Parâmetro de relaxação (RPAR) 1,2 Comprimento do elemento (AL) 5 Espaçamento do grid (AG) 1, Discretização do grid (DOL) 4 Discretização do elemento (DON) 1 Lumping da matriz (DOC) 4 Lumping do elemento (DOE) 8 Lumping do grid (DOG) 8 Proporção do elemento (DOR) 5 113

132 5.9 CRITÉRIOS APLICADOS PARA MENSURAR INSTABILIDADE No Capítulo 6, reportam-se resultados das simulações efetuadas para os vários modelos numéricos referentes ao método sublevel-stoping, evidenciando-se as condições potenciais de instabilidade. Então, seria conveniente referir antecipadamente quais critérios se aplicam para caracterizar, precisamente, as condições instáveis nos modelos mencionados; ou seja, as condições geradoras de risco geotécnico nos vários layouts. Foram dois, essencialmente, os critérios de instabilidade considerados nesta dissertação para efeitos de análise dos layouts: o fator de segurança, FS, expresso no entorno dos domínios de interesse (pilares ou hangingwall); e as deformações totais, d t, computadas no hangingwall dos realces lavrados Instabilidade segundo o critério do fator de segurança Nos modelos numéricos criados, o potencial do risco geotécnico foi computado em termos do fator de segurança, FS. Esse fator é utilizado para caracterizar as condições de instabilidade nos pilares e no hangingwall da lavra. O critério do fator de segurança representa uma maneira simples e conveniente de quantificar a extensão com que as condições mecânicas do maciço no campo podem se exceder em determinados pontos (Beck e Brady, 22). O critério de Mohr-Coulomb, usado para a análise elástica com o software MAP3D, define a envoltória de ruptura como uma reta. A relação constitutiva de ruptura Mohr- Coulomb foi considerada para calcular os valores de FS dos modelos apresentados nesta dissertação. Como para a construção da geometria dos modelos assumidos foram utilizados blocos do tipo FF (de forças fictícias), o critério de ruptura adotado define a resistência em termos das tensões principais conforme a Figura 5.5. A determinação do FS para regiões de pilares sill e rib tem como objetivo estimar indiretamente uma ordem de grandeza do dano induzido pelas sobretensões (overstressing) nos pilares. Nas superfícies do hangingwall em realces lavrados, importa identificar o potencial de desarticulação e quebra nestas camadas, determinando-se, assim, o potencial de risco de instabilidade geotécnica, além do risco do aumento da diluição. Conhecer antecipadamente as distribuições FS no hangingwall permite 114

133 considerar medidas para mitigar os riscos de quebra, por exemplo. Consequentemente, para as regiões dos pilares e do hangingwall dos layouts assumidos, calculou-se FS (ou segundo a nomenclatura do MAP3D, FS-A) pelas Equações (5.2). Figura 5.5 FS segundo o critério de Mohr-Coulomb FS ( q ) / c 2 q tan (45 ) (5.2) Onde σ c coincide com a resistência à compressão simples; σ 3 e σ 1 referem-se aos valores mínimo e máximo das tensões principais, respectivamente, e é o ângulo de atrito do material rochoso. Convém lembrar que, numa análise elástica, os valores residuais são ignorados. Assim, ao especificar o parâmetro como puramente elástico, tem-se uma resposta elástica apenas, em que os parâmetros de resistência não são utilizados diretamente no cálculo matricial. Na análise elástica, é esperado que ocorra maior excesso de tensão, do que geralmente poderia ser correlacionada com o aumento na quantidade de deformação plástica de uma análise não-linear, conforme mostra a Figura 5.6. Figura 5.6 Excesso de tensão no critério de Mohr-Coulomb 115

134 5.9.2 Instabilidade segundo o critério das deformações totais Para efeito de avaliação do risco de desplacamentos no hangingwall, em vez de considerar critérios empírico-analíticos disponíveis, entendeu-se ter em conta a realidade das deformações reportadas na Mina Cuiabá por Cota (21). A qual infere que, quando as deformações relativas, medidas no hangingwall dos realces por meio de extensômetros, excedem o valor de 8 mm, aproximadamente, tendem a ocorrer fenômenos de desprendimento de blocos no hangingwall, sobretudo em setores da lavra delineados por xistosidade intensa e por planos de juntas transversais. Por isso, nesta dissertação, considerou-se um critério heurístico, isto é, baseado na realidade operacional, que reporta risco de ocorrência de instabilidade no hangingwall, R, sempre que nos modelos numéricos simulados a deformação total, d t, exceda 8 mm, após lavra, conforme Equação (5.3). Admitidamente, valores de deformação relativa (strain) poderiam ser utilizados com mais eficácia, porém, neste estudo não foram considerados. R P dt 8mm (5.3) 5.1 RISCO DE INSTABILIDADE REPRESENTADO EM TERMOS DE PROBABILIDADE Os modelos numéricos que avaliaram as variantes do layout sublevel produziram resultados que demonstram a influência dos volumes lavrados na distribuição das tensões e deformações localmente induzidas. É assumido que a instabilidade de determinadas regiões do maciço, influenciada pela lavra, pode ser interpretada em termos de risco, tendo-se em conta a distribuição espacial dos fatores de risco considerados, como, por exemplo, o fator de segurança, FS, determinado conforme o tópico anterior. Reportar as condições gerais de estabilidade de um layout como um todo, não especificamente as condições instáveis referentes a um único ponto no layout, um pilar, etc., requer uma representação estatística de distribuição de probabilidade das variáveis de risco correspondentes, nos domínios pretendidos. Dado tratar-se, precisamente, de avaliar e ranquear as condições de instabilidade de variantes de layouts, considerou-se mais representativo reportar os resultados em termos 116

135 de risco, definido pelo conceito clássico de probabilidade de ocorrência de um evento indesejado, com consequências igualmente indesejáveis. Abaixo, explica-se o conceito de risco proposto por Vieira (24), igualmente aplicado aos resultados das análises geotécnicas nesta dissertação, reportados no Capítulo 6. A probabilidade de ocorrer um evento X de magnitude x, P r (X x ), pode ser determinada por uma função f, que correlaciona alguns parâmetros de controle Q i. Os parâmetros de controle identificados para a obtenção dos fatores de segurança (FS) dos pilares e do hangingwall da lavra na Mina Cuiabá são determinados numericamente como Q 1 e Q 2, tais como na Equação (5.4). Considera-se que esses parâmetros são representados pelas tensões máxima e mínima aplicadas na rocha, considerando-se sua resistência. P r (X x ) = f (Q 1, Q 2 ) (5.4) Os resultados de probabilidade dos fatores de segurança foram caracterizados para valores que estivessem abaixo dos valores de referência FS r, arbitrados como limites de risco. Para a avaliação dos layouts estudados consideram-se os valores de referência FS r =1, e FS r =1,3, respectivamente. A probabilidade do fator de segurança do domínio i, FS i, assumir valores inferiores a FS r constitui, então, uma medida relativa do risco geotécnico, R, do layout proposto para o domínio em questão, conforme a Equação(5.5). R P FS i FS r (5.5) O valor referência FS r =1, define o limite inferior de estabilidade, implicando que, se o fator se segurança num dado domínio for FS i <1,, as regiões i consideradas estariam, efetivamente, sob condições instáveis. O limite de referência FS r =1,3 define o limite superior de estabilidade. Isto é: em situação ideal, um domínio do layout estaria dimensionado de forma ótima se os pilares e paredes das superfícies escavadas consideradas apresentassem FS i =1,3. Se FS i >1,3, o layout estaria sobredimensionado envolvendo risco de perda econômica. A representação gráfica da determinação do risco geotécnico nos layouts analisados é mostrada na Figura

136 Figura 5.7 Risco e distribuição de probabilidade FS Para qualificar as condições de risco geotécnico nos layouts avaliados, consideram-se as descrições de risco seguintes, Equação (5.6): P FSi 1, P 1, FSi 1,3 R P FSi 1,3 P FSi 1,3 risco extremo incerteza sobredimensionado condição ideal a) b) c) d) (5.6) Conforme mencionado, um layout ideal apresentaria, para todos os seus domínios, um valor R igual à condição superior de estabilidade estipulada, neste caso, FS=1,3. Obviamente, na prática, tal condição não ocorre, pois sempre existem volumes no maciço onde as tensões induzidas superam em muito a resistência do maciço. Definemse, então, limites de referência, puramente para efeito de avaliação de alternativas de desenho de mina. Esses limites são peculiares a cada situação analisada, sendo que as tolerâncias devem ser extremamente baixas para R baixo e altas para R elevado. A definição do que possa ser um risco alto ou um risco baixo transcende o propósito deste trabalho. É suficiente indicar, porém, que a determinação das tolerâncias de risco e, consequentemente os níveis de risco aceitáveis para um dado empreendimento devem ser de responsabilidade da empresa proprietária. 118

137 5.11 LIMITES DE APLICABILIDADE DOS MODELOS SIMULADOS É importante ressaltar, nesta fase, que existem limitações associadas às análises numéricas elaboradas para a Mina Cuiabá. Não é possível, por exemplo, representar explicitamente e com exatidão cada uma das características que afetam, em larga escala, o comportamento de um maciço rochoso complexo e heterogêneo, como é o caso desta Mina. Muitas das características do maciço podem nunca ser completamente identificadas ou quantificadas, ainda que a lavra tenha sido finalizada. Algumas das características que têm potencial para afetar a tensão na rocha e a reação do maciço rochoso em função da lavra - tais como características das unidades geológicas e seus contatos, descontinuidades geológicas, zonas de fraqueza e rocha alterada, mudanças locais no campo de tensão pré-lavra - são fatores de dimensão por vezes desconhecida no instante em que as análises numéricas são desenvolvidas. Existem limitações adicionais no nível de complexidade com o qual um modelo numérico de larga escala pode lidar. Mesmo que detalhes complexos de uma feição em particular sejam importantes, é necessário atribuir algum nível de simplificação ao modelo para que este possa processar ou produzir resultados em tempo razoável. Sabese que o tempo de computação de uma simulação numérica aumenta com o nível de detalhes de sua representação geométrica. O software MAP3D, de elementos de contorno, simula domínios de rocha com comportamento puramente elástico e não possibilita a inclusão de esforços de elementos de contenção como cabos, tirantes, swellex, etc. As unidades de suporte e contenção a serem instaladas nos drifts de desenvolvimento da Mina Cuiabá foram desconsideradas nos modelos tridimensionais. Não obstante, para as análises de estabilidade de pilares regionais (sill e rib pillars), os efeitos de tais elementos podem ser efetivamente omitidos sem perda significativa do rigor dessas análises. Ainda que as propriedades do enchimento mecânico e hidráulico sejam adequadas para minimizar as deformações nas superfícies do realce, as simulações com backfill apresentaram resultados da capacidade reativa de enchimento pouco significativos e, por tal motivo, as reações do material de enchimento foram desconsideradas nos modelos MAP3D, conforme argumentado no tópico

138 Também foi desconsiderada a presença de descontinuidades, tais como zonas de fraqueza, planos de falhas e estruturas geológicas, embora existam dados de mapeamento geotécnico realizado pela equipe de mecânica de rochas da mina que refletem a presença dessas descontinuidades. Contatos de fraqueza entre os sill pillars e o hangingwall ou footwall poderiam reduzir a capacidade dos pilares à presença de cisalhamento e consequente redução do confinamento nas extremidades dos sill pillars. Deve ser levado em conta que existem diferenças nas propriedades mecânicas entre as rochas encaixantes e o corpo de minério. Assim, algumas das propriedades mecânicas foram derivadas de relações empíricas ou de trabalhos de modelagem realizados no passado, que apresentaram resultados satisfatórios para o ambiente da mina. Além disso, foi realizado um exercício de calibração a fim de mostrar o comportamento da tensão in situ e a estabilidade da lavra com sublevel-stoping do nível N7 ocorrida no passado. As forças atuantes no maciço rochoso são responsáveis pelas deformações deste ao redor da escavação, podendo ser inferidas por meio de uma simulação computacional. Entretanto, na modelagem, podem ser considerados como incerteza os resultados da extensão da sobrequebra apresentados no hangingwall da lavra. Levando-se tudo isso em conta, pode-se considerar que as condicionantes e simplificações adotadas neste trabalho são válidas sem perda considerável no rigor das análises numéricas realizadas. 12

139 6 Capítulo 6: R esu ltado s e avaliação d a est abilid ade das v ariantes sublevel C a p í t u l o 6 RESULTADOS E AVALIAÇÃO DA ESTABILIDADE DAS VARIANTES SUBLEVEL 6.1 INTRODUÇÃO Este capítulo apresenta os resultados da modelagem numérica dos 24 modelos estudados, referidos no Capítulo 5, conduzidos em MAP3D. Todas as variantes dos modelos numéricos sublevel consideradas foram simuladas e os resultados discutidos de forma condensada adiante. As simulações envolveram, conforme indicado anteriormente, mudanças na geometria modelada, variando-se: a largura dos rib pillars intercalados nos modelos sublevel; a espessura aparente do corpo; o comprimento ao longo do strike dos vãos livres; e a profundidade dos níveis operacionais de lavra. Aplicaram-se os critérios de análise de risco descritos no capítulo anterior, entendendose risco como probabilidade de ocorrência de um evento indesejado. No contexto deste estudo isso significaria, por exemplo, a ocorrência de instabilidade no maciço. Neste capítulo, primeiramente, pretende-se mostrar os resultados que descrevem o potencial de ocorrerem condições de instabilidade no método sublevel-stoping, em relação às variantes consideradas. Refira-se que, para evitar duplicação, nem todos os resultados dos modelos são expressos e debatidos aqui. A referência completa dos detalhes e resultados gerados para os 24 modelos simulados encontra-se condensada no Anexo IV. Reportam-se aqui, portanto, resultados que melhor ilustram tendências, impactos que sejam mais relevantes e corolários com implicação prática e operacional. Foram processados resultados e apresentadas tendências, mediante aplicação de conceitos de probabilidade. O termo probabilidade, em ambientes operacionais, gera 121

140 algum desentendimento quanto ao seu significado preciso. Por isso, às vezes, vê-se como conveniente reportar as ocorrências probabilísticas por meio de outro termo, chance, palavra que parece mais familiar ao meio. Na verdade, chance e probabilidade, contextualmente, são termos sinônimos; entre eles, varia apenas a escala de representação. Enquanto probabilidade refere-se a uma escala de zero até uma unidade ( - 1), chance reporta-se a uma escala de zero a cem por cento ( - 1%). Com efeito, ambos os termos produzem entendimento concordante com o acima descrito. Pretende-se ainda mostrar a eficácia das ferramentas de modelagem numérica na avaliação geotécnica dos layouts de mina. E, por fim, evidenciar a aplicabilidade de técnicas estatísticas e de análise de risco na fase de pós-processamento para avaliar largas populações de resultados, possibilitando-se, assim, o ranqueamento do risco dos vários layouts, com relativa facilidade e segundo critérios predeterminados. 6.2 IMPACTO DA PROFUNDIDADE NA ESTABILIDADE DO MÉTODO SUBLEVEL Para demonstrar o impacto do fator profundidade na estabilidade e, portanto, na extensão de sobrequebra no hangingwall dos realces sublevel, simulou-se o modeloteste, reportado no tópico 4.5.2, da lavra do corpo SER no nível N7, já calibrado, para uma profundidade superior. O modelo-teste foi colocado à profundidade representativa do ambiente de lavra do nível N18, mais profundo que o nível N7, portanto, a cerca de 1184 m abaixo da superfície (adiante representado z = m). A geometria do modelo, isto é, as dimensões originais do realce (geometria dos vãos livres e pilares) não foram modificadas. Tampouco foram alteradas as condicionantes da lavra híbrida contempladas inicialmente, onde se aplicaram os métodos cut-and-fill e sublevelstoping, integrados previamente no modelo-teste de calibração. A Figura 6.1 mostra que, quando uma geometria estável num dado nível se transfere para um nível relativamente mais profundo, ocorrem situações de instabilidade no hangingwall e pilares respectivos. Com efeito, o modelo-teste colocado a profundidade maior confirma uma diminuição significativa do fator de segurança no domínio do hangingwall (Figura 6.1a) e aumento consequente das magnitudes e extensão das 122

141 deformações totais nos domínios mencionados (Figura 6.1b). Isto é, a extensão da sobrequebra num volume do maciço aumenta proporcionalmente quando a lavra ocorre a profundidades relativamente maiores. (a) (b) Figura 6.1 Impacto da profundidade no modelo-teste colocado na profundidade representativa do nível N18 a) fator de segurança; b) deformação total 123

142 6.3 PROCEDIMENTOS PARA O PROCESSAMENTO E REPORTAGEM DOS RESULTADOS Aplicando-se os critérios mencionados no tópico 5.9 para mensurar instabilidade, pretende-se reportar para os domínios i de lavra, nos layouts sublevel modelados, a distribuição de probabilidade dos valores do fator de segurança, FS i, espacialmente distribuídos nos pilares; e da deformação total, d t, espacialmente distribuída no hangingwall da lavra - a partir das quais se inferem os níveis de risco das ocorrências de instabilidade destes domínios, de acordo com tolerâncias de risco predefinidas. Nos modelos numéricos, para os volumes de interesse nos domínios referentes aos rib pillars, foram estipulados planos-solução (grids), colocados transversalmente à potência do corpo e longitudinalmente ao longo do comprimento no strike, cortando-se todos os rib pillars instalados no modelo. Tais planos-solução foram colocados no ponto mais central de cada rib pillar, para os quais foram computados os valores FS i, induzidos após a lavra. Para os sill pillars, foram utilizados apenas os planos-solução transversais, espaçados aproximadamente a 3 m uns dos outros e dispostos ao longo destes pilares. Para captar as influências de quebra no hangingwall da lavra, os planos-solução foram posicionados longitudinalmente a partir do contato do minério com o hangingwall. Estes planos registraram impactos da lavra no interior do hangingwall para os três primeiros metros, novamente para outros três metros, a seguir os próximos quatro metros e por fim mais dez metros, ou seja, às profundidades de a 3 m; 3 a 6 m; 6 a 1m; e de 1 a 2 m. As estatísticas das populações FS e d t, distribuídas respectivamente nos domínios dos rib pillars, sill pillars e hangingwall, foram processadas numa rotina macro criada em Excel, a qual gera automaticamente a distribuição de probabilidade dos fatores de segurança e da deformação total nos domínios considerados. A Figura 6.2 exemplifica uma distribuição assim gerada. As demais distribuições representadas graficamente para cada modelo avaliado estão no Anexo IV. A título exemplificativo e para nivelar o entendimento dos resultados apresentados, explica-se a interpretação de uma distribuição estatística dos parâmetros de instabilidade, tais como os representados na Figura 6.2, referente aos resultados da distribuição de probabilidade do fator de segurança FS, no domínio dos rib pillars 124

143 aplicado no modelo A1, indicado na Tabela 5.1. Este modelo considera sill pillars de 6 m de espessura e rib pillar de 5 m, vão de lavra de 25 m de comprimento ao longo do strike e 15 m de potência, representando as condições de lavra nos níveis N17 e N18. Frequência FS-A (Mohr Coulomb) (a) Frequência More FS-A (Mohr Coulomb) 4 Figura 6.2 (b) Exemplo de distribuição de probabilidade e frequência do FS, medida ao longo da potência nos rib pillars do modelo A1 Nos gráficos da Figura 6.2, assim como nos gráficos subsequentes onde se representam curvas probabilísticas dos FS, os valores no eixo abscissa representam o intervalo que conta o número de pontos FS i entre o número binário atual e o binário adjacente mais 125

144 alto. Conta-se um número em um binário específico se este for igual ou menor que o número binário anterior ao último. Por exemplo, o valor FS=1,1 no eixo abscissa representa os pontos FS i no intervalo {1,5 e 1,15}. A Figura 6.2 mostra duas distribuições referentes ao fator de segurança, FS. A primeira é a distribuição das frequências estatísticas da ocorrência dos valores FS num dado domínio de análise; a segunda, resultante da primeira, refere-se à distribuição cumulativa da probabilidade das ocorrências FS no mesmo domínio. Pela Figura 6.2, pode-se deduzir que, por exemplo, a probabilidade de ocorrência no domínio dos rib pillars de fatores de segurança FS 1,3 seria,339; enquanto a probabilidade de ocorrência de FS 1,, para o mesmo domínio, seria,14. Então, segundo o critério estipulado no tópico 5.1, onde pela Equação (5.5) se tem que, no contexto deste trabalho, risco de instabilidade num layout, R, se define como R=P{FS i FR r }, pode-se deduzir que o risco de instabilidade no layout caracterizado pelas distribuições da Figura 6.2, considerando-se o valor referência FR r =1,3, seria R=P{FS i 1,3} =,339 (isto é, 33,9% de chance de ocorrência de valores FS abaixo de 1,3); e, considerando-se um valor referência FR r =1,, o risco do layout seria R=P{FS i 1,} =,14 (ou seja, 1,4% de chance de ocorrência de valores FS abaixo de 1,). Neste caso, em suma, se concluiria que o layout em referência apresenta um valor relativamente baixo de risco para as ocorrências de instabilidade, quando medidas pelo fator de segurança. Para todas as variantes do layout sublevel aqui estudadas, foram calculados os valores de risco, tal qual acima demonstrado. Os resultados subsequentes, portanto, podem ser interpretados segundo o mesmo mecanismo aqui exposto. Para completar a demonstração da interpretação de resultados, acresce mencionar que os gráficos das distribuições apresentados nos capítulos e anexos deste trabalho (por exemplo, o gráfico na Figura 6.2a) escondem os valores de frequência e probabilidades para pontos FS>2,. Trata-se de artifício necessário por uma questão de manipulação da escala do gráfico, para permitir ampliar a característica das distribuições para valores de FS baixos, os quais são o foco de interesse nas análises de risco. Isto é, para o estudo em referência, pretende-se evidenciar os valores baixos de FS, que representariam ocorrência potencial 126

145 de instabilidade (ou risco extremo, segundo o tópico 5.1), do que valores FS altos, que significariam sobredimensionamento, segundo a Equação (5.6). 6.4 ESTABILIDADE DOS RIB PILLARS NAS VARIANTES DE SUBLEVEL-STOPING A Figura 6.3 representa resultados de distribuições do fator de segurança nos domínios dos rib pillars do modelo A1 para os níveis N17 e N18, produzidos em MAP3D. Considerando-se a legenda de valores FS na lateral da figura, tem-se que alguns dos rib pillars no layout em questão apresentam condições de ruptura (assinalada pela propagação de valores FS inferiores a uma unidade cortando o núcleo do pilar). A cor cinza-claro representa a população de valores FS 1,; nestes pilares quebrados, os contornos cinza-claro atravessam diagonalmente a dimensão total, transversal, dos pilares em evidência, o que mostra ter havido perda na capacidade de carga e, consequentemente, enfraquecimento da integridade do núcleo do pilar. As distribuições dos valores FS para a população de todos os rib pillars do modelo A1 foram as representadas na Figura 6.2, já comentada. Ruptura nos rib pillars (FS 1,) Figura 6.3 Distribuição transversal de FS nos rib pillars do modelo A1 para os níveis N17 e N18 127

146 Embora a variante sublevel A1 contenha pilares rib que apresentam localmente condições de ruptura, ao se considerar o domínio integral do layout, isto é, quando se considera a população total de valores FS de todos os pilares no modelo em análise, o risco de instabilidade e quebra dos rib pillars é relativamente baixo. Com efeito, para o modelo A1, o risco de quebra nos pilares rib resulta em R=P{FS i 1,} =,14, ou seja, existe para a variante A1 uma chance de 1,4% dos rib pillars, nele instalados, apresentarem valores FS inferiores a 1,. Comparativamente, para este mesmo layout, tem-se que R=P{FS i 1,3} =,339, ou seja, 33,9% de chance de os rib pillars instalados apresentarem valores FS inferiores a 1,3. Outras interpretações similares às inferidas acima, que reportem o nível de risco de instabilidade nos rib pillars instalados nas variantes do layout sublevel, podem ser facilmente deduzidas consultando-se as distribuições de probabilidade FS referentes às demais variantes do sublevel, em conjunto com as tabelas-resumo, compiladas dos gráficos do Anexo IV Impacto do vão de lavra e da profundidade no risco dos rib pillars Importa avaliar a estabilidade dos rib pillars instalados no método sublevel-stoping quando os vãos e a profundidade de lavra aumentam. Para melhor evidenciar a interdependência dos parâmetros mencionados, são apresentadas, na Figura 6.4, as distribuições de probabilidade referentes a duas variantes do sublevel, modelos A1 e G1. Neste modelos foram considerados dois horizontes de lavra: do nível N15 ao N16; e do nível N17 ao N18 - respectivamente, entre 987 e 153 m e 1118 a 1184 m de profundidade. Também foram observados dois cenários de vãos de lavra: de 25 m (modelo A1) e 7 m (modelo G1) - ambos com rib pillars de 5 m e potência do corpo de 15 m. Pela Figura 6.4, verifica-se, por exemplo, que o risco de instabilidade nos rib pillars da variante A1, medido pela distribuição de FS num domínio transversal ao pilar rib, lavrado com um vão de 25 m, à profundidade de 987 e 153 m (níveis N15 - N16), seria R=P{FS i 1,3} =,227 (ou 22,7% de chance dos rib pillars instalados apresentarem valores FS inferiores a 1,3); esse mesmo layout, colocado numa profundidade maior, 128

147 por exemplo, no nível N17 - N18 (1118 e 1184 m), aumentaria o risco para R=P{FS i 1,3} =,339 (ou seja 33,9% de chance dos rib pillars instalados apresentarem valores FS inferiores a 1,3). Comparando-se o aumento na profundidade de lavra (níveis N15 - N16 para N17 - N18) com um mesmo vão de lavra de 25 m (modelo A1) corresponde a um aumento percentual de instabilidade, ou risco, em 11,2% (de 22,7% para 33,9%), relativamente significativo. P{FS FRr} variando vão de lavra e profundidade A1_N15-N16, z=-987m, vão de 25 m A1_N17-N18, z=-153m vão de 25 m G1_N15-N16, z=-987m, vão de 7 m G1_N17-N18, z=-153m, vão de 7 m FS nos rib pillars (5m) para de mesma potência (15m) Figura 6.4 Relações do risco de instabilidade nos rib pillars para dois modelos sublevel, A1 e G1, em função dos vãos e da profundidade de lavra Pela Figura 6.4, verifica-se, ainda, por exemplo, que o risco de instabilidade nos rib pillars da variante G1, medido pela distribuição de FS num domínio transversal ao pilar, lavrado com um vão maior, de 7 m, à profundidade de 987 e 153 m (níveis N15 - N16), seria R=P{FS i 1,3} =,512 (ou 51,2% de chance dos rib pillars instalados apresentarem valores FS inferiores a 1,3). Comparando-se com a mesma profundidade de lavra (níveis N15 - N16), a variante A1, com vão de lavra menor, de 25 m, apresenta um risco menor de instabilidade nos rib pillars, ou seja, R=P{FS i 1,3} =,227 (ou 129

148 22,7% de chance dos rib pillars instalados apresentarem valores FS inferiores a 1,3). Deduz-se, então, para os casos representados, que um aumento no vão de lavra (de 25 m para 7 m), na mesma profundidade, corresponde a um aumento percentual de instabilidade, ou risco, em 28,5% (de 22,7% para 51,2%), relativamente significativo. O corolário importante a reter, consequentemente, é que o risco de instabilidade dos pilares rib a instalar, num método de lavra sublevel, amplia-se com o aumento da profundidade e com o aumento do vão de lavra, em proporções que dependem da geometria e do horizonte de lavra onde tais layouts são implementados. 6.5 ESTABILIDADE DOS SILL PILLARS NAS VARIANTES DE SUBLEVEL-STOPING A Figura 6.5 representa resultados das distribuições do fator de segurança nos domínios dos sill pillars do modelo C1 para duas profundidades, N14 a 921 m e N17 a 1118 m, produzidos em MAP3D. A geometria de lavra envolve vãos de 4 m, potência de 15 m e rib pillars intercalados de 5 m de largura. Considerando-se a legenda de valores FS na lateral da Figura 6.5, mostra-se que, em ambos os horizontes de lavra, os sill pillars mantêm sua integridade, não apresentando condições de ruptura (isto é, valores de FS 1, não cortam o núcleo dos pilares). Para níveis superiores, por exemplo, para o nível N14, os valores FS são relativamente altos, implicando estabilidade alta, que tende a diminuir ligeiramente quando o mesmo layout é colocado 197 m mais profundo, no nível N17. Apesar desta diminuição nos valores FS, os sill pillars da variante C1 continuam relativamente estáveis no nível N17, a 1118m de profundidade. As distribuições cumulativas de probabilidade dos valores FS correspondente à população de todos os sill pillars, modelados para a variante C1 nos níveis N14 e N17, foram sumariadas e representadas na Figura 6.7. A explicação para as distribuições cumulativas de probabilidade dos valores FS é apresentada na sequência, que trata do impacto da rigidez do sistema e da profundidade no risco de instabilidade dos sill pillars. 13

149 (a) (b) Figura 6.5 Distribuição transversal de FS nos sill pillars do modelo C1 com vãos de 4 m e potência de 15 m; a) nível N14, z=-921 m; b) nível N17, z=-1118 m A Figura 6.6 representa resultados das distribuições do fator de segurança nos domínios dos sill pillars do modelo E1, também para as profundidades de lavra no nível N14 a 921 m e N17 a 1118 m, produzidos em MAP3D. Tal como no modelo anterior, a geometria de lavra envolve vãos de 4 m e potência de 15 m, mas, agora, E1 inclui rib pillars intercalados de 7,5 m de largura, portanto, 2,5 m mais largos que os rib pillars da variante C1, da Figura 6.5. Pela legenda de fator de segurança anexa na Figura 6.6, tem-se que, para a variante E1, em ambos os horizontes de lavra N14 e N17, os sill pillars mantêm sua integridade, não apresentando condições de ruptura (em que ruptura se interpreta, no contexto deste trabalho, como valores de FS 1, cortarem o núcleo dos pilares). No nível superior N14, os valores FS nos sill pillars do layout E1 são relativamente altos, o que implica estabilidade relativamente alta. A diminuição dos valores FS, quando E1 é lavrado num 131

150 horizonte 197 m mais profundo, no nível N17, é menor que a ocorrida no modelo C1. Isto é, o avanço das quebras potenciais nos sill pillars da variante E1 é menor que na variante C1, quando ambos os layouts são colocados na mesma profundidade. A razão para esta diferenciação de comportamento reside nas diferenças geométricas dos layouts de lavra em questão, em que, para a variante C1, intercalam-se rib pillars com 5 m de largura e, para a variante E1, a largura dos rib pillars intercalados é de 7,5 m. Naturalmente, o sistema integrado de pilares (sill e rib) da variante E1 resulta numa condição mais rígida (stiff) do sistema, quando comparado à variante C1. As distribuições cumulativas de probabilidade dos valores FS correspondente à população dos sill pillars modelados para a variante E1 nos níveis N14 e N17 também foram sumariadas e representadas na Figura 6.7. (a) (b) Figura 6.6 Distribuição transversal de FS nos sill pillars do modelo E1 com vãos 4 m e potência de 15 m; a) nível N14, z=-921 m; b) nível N17, z=-1118 m 132

151 6.5.1 Impacto da rigidez do sistema e da profundidade no risco dos sill pillars De novo, é possível derivar, a partir dos resultados compilados no Anexo IV, múltiplas interpretações relativas à estabilidade dos sill pillars para as variantes do sublevel estudadas. De toda a informação produzida, importa sintetizar em termos gerais, por exemplo, o impacto da rigidez do sistema de pilares e da profundidade de lavra no risco de instabilidade dos sill pillars do método sublevel-stoping. A Figura 6.7 evidencia a interdependência dos parâmetros mencionados, apresentando as distribuições de probabilidade referentes às variantes C1 e E1 dos modelos sublevel, descritas anteriormente. Foram considerados: dois horizontes de lavra, o nível N14 e N17, a 921 m e 1118 m de profundidade, respectivamente; e cenários de geometria que consideram, no layout de lavra, a intercalação de rib pillars de diferentes dimensões, com 5 e 7,5 m de largura, respectivamente. Para as duas variantes consideradas, C1 e E1, os vãos livres de lavra ao longo do strike (portanto, a distância que separa rib pillars) mantêm-se iguais com 4 m. Pela Figura 6.7, verifica-se, por exemplo, que o risco de instabilidade nos sill pillars da variante C1, medido pela distribuição de FS num domínio transversal ao pilar, lavrado com vão de 4 m, à profundidade de 921 m (nível N14), seria R=P{FS i 1,3} =,16 (ou 16,% de chance dos sill pillars instalados apresentarem valores FS inferiores a 1,3); esse mesmo layout, colocado numa profundidade maior, por exemplo, no nível N17 a 1118 m abaixo da superfície, aumentaria o risco de instabilidade para R=P{FS i 1,3} =,25 (ou seja, 25,% de chance dos sill pillars instalados apresentarem valores FS inferiores a 1,3). O aumento da profundidade de lavra, para a mesma geometria e rigidez do sistema de pilares (pois não se alterou a dimensão destes), por si só, contribui para um acréscimo no risco de instabilidade nos sill pillars, da variante C1, da ordem de 9% (ou seja, de 16% para 25%). Analisando-se os sill pillars da variante E1 para exatamente os mesmos ambientes de lavra, mas considerando-se, agora, que os rib pillars desta variante são mais largos, com 7,5 m em vez de 5 m, verifica-se que o risco de quebra nos pilares sill variaria de R=P{FS i 1,3} =,16 (ou 16,% de chance dos sill pillars instalados apresentarem valores FS inferiores a 1,3) na profundidade do nível N14, a 921 m, para 133

152 R=P{FS i 1,3} =,251 (ou 25,1% de chance dos sill pillars instalados apresentarem valores FS inferiores a 1,3) na profundidade do nível N17 a 1118 m. Virtualmente, ocorreria, portanto, o mesmo incremento de 9% da variante C1. A Figura 6.7 demonstra ainda que, para a mesma profundidade de lavra e para o mesmo vão de lavra de 4 m, o risco de instabilidade nos sill pillars nas variantes C1 e E1 são insensíveis ao aumento da rigidez do sistema (isto é, as variantes C1 e E1 são indiferentes ao aumento da largura dos rib pillars para a mesma profundidade). Esta dedução é importante, obviamente, do ponto de vista operacional e econômico, pois implica recomendar a execução de layouts de lavra onde se podem intercalar rib pillars de menor dimensão, sem contudo comprometer a estabilidade e aumentar significativamente o risco geotécnico. Entretanto, o fato dos resultados compilados derivarem de análises numéricas puramente elásticas não permite conclusivamente confirmar as deduções acima. P{FS FRr} variando largura do rib pillar e profundidade para vãos de lavra 4 m FS nos sill pillars de 6m de altura vertical, potência de 15m C1_N14 (5m) C1_N17 (5m) E1_N14 (7,5m) E1_N17 (7,5m) Z = m Z = m Figura 6.7 Relações do risco de instabilidade nos sill pillars para dois modelos sublevel, C1 e E1, em função da largura dos rib pillars e da profundidade de lavra, considerando vãos de lavra de 4 m 134

153 6.5.2 Impacto do vão de lavra no risco de instabilidade de sill pillars Importa agora ilustrar o impacto do aumento da rigidez no sistema de suporte regional (aumento da dimensão dos pilares rib) para ambientes com vãos mais largos que os vãos anteriormente analisados. A Figura 6.8 mostra os resultados, produzidos em MAP3D, das distribuições do fator de segurança nos domínios dos sill pillars de duas variantes, os modelos G1 e K1, implementados nos horizontes dos níveis N14 e N17, respectivamente a 921 e 1118 m de profundidade. A geometria de lavra envolve, para ambos os modelos, vãos de lavra de 7 m e potência do corpo de minério igual a 15 m. O modelo G1 inclui rib pillars de 5 m de largura, enquanto o modelo K1 contempla rib pillars de 1 m de largura. Pela análise conjunta dos resultados, Figura 6.8a e Figura 6.8b, referentes ao modelo G1, com rib pillars de 5 m, verifica-se haver condições de ruptura e instabilidade em algumas seções do sill pillar deste layout. Ocorre que, na profundidade do nível N17, a 1118 m abaixo da superfície (Figura 6.8b), determinados trechos do pilar sill reportam valores FS inferiores a uma unidade (FS 1,), onde a região de ruptura se propaga transversalmente, cortando o núcleo do pilar. Por sua vez, uma análise conjunta, similar, aplicada aos resultados da Figura 6.8c e Figura 6.8d, referentes ao modelo K1, com rib pillars de 1 m (o dobro da largura dos rib pillars no modelo G1), verifica-se a não ocorrência de ruptura no sill pillar do layout K1, para a mesma profundidade operacional no nível N17. De forma análoga à expressa na discussão acima, confirma-se que o aumento da rigidez no sistema de pilares num layout de vãos maiores, obtida com o aumento da largura dos rib pillar de 5 para 1 m, confere condições de estabilidade nos sill pillars do sistema de suporte regional nele instalados. Do ponto de vista operacional, é importante determinar, entretanto, o incremento necessário da rigidez do sistema regional de suporte (isto é, determinar quantos mais pilares devem ser considerados, ou o quanto mais largos estes pilares devem ser) para mitigar os riscos geotécnicos potenciais, devidos ao incremento da profundidade operacional de lavra. 135

154 rib pillar = 5 m rib pillar = 1 m (a) rib pillar = 5 m (c) rib pillar = 1 m (b) (d) Figura 6.8 Distribuição transversal de FS nos sill pillars para os modelos, níveis e profundidades correspondentes; a) G1, N14, 921 m ; b) G1, N17, 1118 m; c)k1, N14, 921 m; d) K1, N17, 1118 m As relações de risco de instabilidade nos sill pillars dos modelos sublevel G1 e K1, em função da largura dos rib pillars neles intercalados e da profundidade de lavra para vãos mais largos, com 7 m ao longo do strike, demonstram-se na Figura 6.9. Verifica-se que o risco de instabilidade nos sill pillars da variante G1, por exemplo, com rib pillars de 5 m e à profundidade de 921 m (nível N14), seria R=P{FS i 1,3} =,25 (ou 25,% de chance dos sill pillars instalados apresentarem valores FS inferiores a 1,3); o mesmo layout G1, colocado numa profundidade maior, no nível N17, a 1118 m, por exemplo, aumentaria o risco de instabilidade para R=P{FS i 1,3} =,36 (ou seja, 36,% de chance dos sill pillars instalados apresentarem valores FS inferiores a 1,3). Já para a 136

155 variante K1, lavrada com rib pillars de 1 m (o dobro da medida dos pilares rib anteriores), com o mesmo vão de 7 m e à profundidade de 921 m (nível N14), o risco de instabilidade seria relativamente menor, R=P{FS i 1,3} =,172 (ou 17,2% de chance dos sill pillars instalados apresentarem valores FS inferiores a 1,3); este layout K1, colocado a uma profundidade maior, no nível N17, a 1118 m, por exemplo, aumentaria o risco de instabilidade para R=P{FS i 1,3} =,26 (ou seja 26,% de chance dos sill pillars instalados apresentarem valores FS inferiores a 1,3). P{FS FRr} variando largura do rib pillar e profundidade para vãos de lavra 7 m FS nos sill pillars de 6 m de altura vertical, potência de 15m G1_N14 (5m) Z = m G1_N17 (5m) Z = m K1_N14 (1m) Z = m K1_N17 (1m) Z = m Figura 6.9 Relações do risco de instabilidade nos sill pillars para dois modelos sublevel, G1 e K1, em função da largura dos rib pillars e da profundidade de lavra, considerando vãos de lavra de 7m É interessante verificar a partir das distribuições de probabilidade, aproximadamente coincidente (curvas sobrepostas na Figura 6.7 e na Figura 6.9), que, para um dado vão de lavra fixo, os layouts sublevel apresentam tendências de risco virtualmente equivalentes quando integram rib pillars de 5 m de largura, aplicados no nível N14 a 921 m abaixo da superfície, e quando integram rib pillars de 1 m, porém aplicados no nível N17 a 1118 m de profundidade. Por outras palavras, isso significa que, para manter-se o mesmo nível de risco ao avançar em profundidade, a largura dos rib pillars 137

156 no layout sublevel deve ser aumentada proporcionalmente. No caso aqui demonstrado, o aumento deveria ser para o dobro, por exemplo. Agora, a Figura 6.1 refere-se às tendências do risco de instabilidade nos sill pillars para dois modelos sublevel, C1 e G1, colocados na mesma profundidade, nível N14 a 921 m, mas variando o vão de lavra de 4 para 7 m, respectivamente. Mantém-se a rigidez do sistema para ambos os casos, isto é, as dimensões dos rib pillars intercalados em ambos os modelos são precisamente iguais, com 5 m de largura. Verifica-se, então, que o risco de instabilidade nos sill pillars da variante C1 com vãos de 4 m seria R=P{FS i 1,3} =,25 (ou 25,% de chance dos sill pillars instalados apresentarem valores FS inferiores a 1,3); enquanto o risco de instabilidade da variante G1 com vãos de 7 m seria R=P{FS i 1,3} =,36 (ou seja, 36,% de chance dos sill pillars instalados apresentarem valores FS inferiores a 1,3). Consequentemente, para um aumento de vão de lavra da ordem de 75%, de 4 para 7 m, o risco de instabilidade cresce, aproximadamente, 11% (de,25 para,36). O corolário a reter para a análise acima, evidentemente, é que o nível de risco aumenta proporcionalmente com o aumento dos vãos de lavra. P{FS FRr} variando vãos de lavra, mesma profundidade N14, Z=- 921 m C1_N17 (5m), vão 4m G1_N17 (5m), vão 7m FS nos sill pillars de 6 m de altura vertical, potência de 15m Figura 6.1 Relações do risco de instabilidade nos sill pillars para dois modelos sublevel, C1 e G1, em função do vão de lavra, para a mesma profundidade 138

157 6.6 INSTABILIDADE NO HANGINGWALL NAS VARIANTES SUBLEVEL-STOPING As descrições do tópico e as informações da Figura 3.9 revelam que as deformações, medidas por instrumentos tipo MPBX nos realces de grandes dimensões da Mina Cuiabá, podem ser de grande amplitude e se desenvolverem a uma taxa relativamente elevada (Figura 3.9a). Garantir a estabilidade do hangingwall dos realces operacionais é uma tarefa geotécnica de extrema importância para as operações de mina tanto sob a perspectiva da segurança dos trabalhadores quanto do ponto de vista econômico, haja vista que a ocorrência de desplacamentos significativos pode inviabilizar completamente as operações de lavra. Fatores na geometria do layout de lavra e no ambiente geotécnico podem influenciar diretamente a estabilidade do hangingwall. O grau de instabilidade depende, entre outros fatores, da dimensão do vão de lavra; da profundidade operacional; das características geológicas e geotécnicas das rochas encaixantes. O tópico introduziu um critério heurístico de avaliação de risco, segundo o qual, para a Mina Cuiabá, o risco de ocorrência de instabilidade no hangingwall, R, se poderia medir como R=P{d t 8 mm}, ou seja, como a probabilidade da deformação total, d t, exceder 8 mm após a lavra. Este critério é aplicado a seguir para mostrar os impactos no hangingwall para diferentes variantes no método sublevel. As análises realizadas consideram os impactos relativos ao aumento dos vãos de lavra, devidos a uma mudança na litologia das rochas encaixantes. A Figura 6.11 revela a extensão e magnitudes das deformações totais, d t, espacialmente distribuídas no hangingwall da lavra, modeladas para a variante A1 que opera com vãos de lavra de 25 m; e para a variante G1 com vãos de 7 m ao longo do strike. Ambos os layouts consideram 15 m de potência e rib pillars com 5 m de largura, sendo que a lavra ocorre entre o nível N15 à profundidade de 987 m e o nível N16 com 153 m de profundidade. A Figura 6.11 ilustra o impacto do aumento no vão de lavra nas deformações totais induzidas. A cor vermelho-intermediária representa a população de valores d t 8 mm onde, segundo o critério acima, haveria potencial de ocorrer desplacamentos no hangingwall. A Figura 6.11a, representando a variante sublevel A1 com vãos de lavra de 25 m, denota domínios d t 8 mm no hangingwall de menor 139

158 extensão que na Figura 6.11b, onde se representa a variante G1, com vãos de lavra de 7 m. Claramente, a variante G1, com vãos maiores, apresenta condições consideravelmente piores de instabilidade no hangingwall. (a) (b) Figura 6.11 Distribuição das deformações totais, dt, no hangingwall da lavra entre os níveis N15 e N16; a) modelo A1, 25m de vão; b) modelo G1, 7 m de vão A Figura 6.12 compara as distribuições cumulativas de probabilidade das deformações totais para as variantes sublevel A1 com 25 m de vão e G1 com 7 m de vão de lavra ao longo do strike, colocadas à mesma profundidade operacional, entre os níveis N15 e N16. Compilam-se, separadamente, para o caso em evidência, as deformações distribuídas no interior do hangingwall, nos intervalos de a 3 m; 3 a 6 m; 6 a 1 m; e 1 a 2 m, respectivamente, visto que o risco geotécnico é fortemente dependente da escolha do plano de análise. Esta atribuição de estudo de intervalos também tem como objetivo mostrar que, quanto mais afastado da influência das escavações, melhor é a condição do maciço. O modelo litológico das encaixantes aplicado foi o modelo tipo 1, 14

159 descrito no tópico 5.3, Figura 5.3, que considera a sequência litológica X1/FG no hangingwall, seguido da zona de minério BIF e, por fim, a litologia X1/FG, no footwall. Notar que a determinação do nível de risco pelas curvas de probabilidade da Figura 6.12 se dá pelo valor recíproco, ou seja, o risco de instabilidade no hangingwall definido por R=P{d t 8 mm}, determina-se lendo diretamente no gráfico o valor P{d t 8 mm} e calculando-se em seguida o recíproco. Assim, o risco, R, de instabilidade por deformação total no intervalo entre e 3 m no interior do hangingwall, por exemplo (Figura 6.12a), seria R=P{d t 8 mm} = 1- P{d t 8 mm} = 1-,915=,85 (ou 8,5% de chance do hangingwall apresentar valores d t superiores a 8 mm no intervalo de análise). Os demais valores de risco de instabilidade no hangingwall, determinados da mesma forma aqui demonstrada, e a partir das curvas de probabilidade da Figura 6.12, para diferentes profundidades no interior do hangingwall, encontram-se sumariadas na Tabela 6.1. P{dt > 8 mm} variando vão ao longo do strike P{dt 8 mm variando o vão ao longo do strike P{dt > 8 mm} variando condição geológica da encaixante P{dt 8 mm variando o vão ao longo do strike 1 1,915.9, ,368.4, G1_HW -3m, vão=7m A1_HW -3m, vão=25m G1_HW 3-6m, vão=7m A1_HW 3-6m, vão=25m Deformação total no hangingwall (m) Deformação total no hangingwall (m) (a) 3 m (b) 3 6 m P{dt > 8 mm} variando condição geológica da encaixante P{dt 8 mm variando o vão ao longo do strike P{dt > P{dt 8 mm} 8 variando mm variando condição o vão geológica ao longo da do encaixante strike, , G1_HW 6-1m, vão=7m G1_HW 1-2m, vão=7m.2 A1_HW 6-1m, vão=25m A1_HW 1-2m, vão=25m Deformação total no hangingwall (m) Deformação total no hangingwall (m) (c) 6 1 m (d) 1-2 m Figura 6.12 de ocorrência de deformação no hangingwall dos modelos A1 de 25 m de vão, e G1 de 7 m de vão, mesma profundidade 1,1.9.8,

160 Pela Tabela 6.1, confirma-se que o risco de instabilidade no hangingwall amplia-se com o aumento do vão de lavra. No intervalo de a 3 m no interior do hangingwall, por exemplo, verifica-se que o risco de instabilidade seria de,85 (ou seja, 8,5% de chance do hangingwall apresentar valores d t superiores a 8 mm) em layouts de 25 m de vão; e aumenta para,662 (ou seja, 66,2% de chance do hangingwall apresentar valores d t superiores a 8 mm) em layouts com vão igual a 7 m. Ilustra-se, ainda com dados da Tabela 6.1, que, quando comparado o intervalo de 1 a 2 m no interior do hangingwall, tem-se, no sublevel lavrado com vãos de 25 m, que a probabilidade de ocorrência de deformações totais acima do valor referência d t 8mm seria nula. Porém, se o mesmo sublevel implementar vãos de 7 m, o risco aumenta para 24,1%. Confirma-se claramente, em suma, que o aumento do vão de lavra acima de determinadas dimensões gera impactos extremamente negativos para o hangingwall do layout. Cabe, então, à engenharia de rochas determinar as dimensões dos vãos mínimos de lavra estáveis. Tabela 6.1 Risco de instabilidade em função do vão de lavra, para profundidades no hangingwall Intervalos de profundidade das camadas no hangingwall 3 m 3 6 m 6 1 m 1 2 m Variante A1 Vão de lavra 25 m P{d t 8 mm},915,948,998 1, Risco de instabilidade, R=P{d t 8 mm},85,52,2, Variante G1 Vão de lavra 7 m P{d t 8 mm},338,368,525,759 Risco de instabilidade, R=P{d t 8 mm},662,632,475,241 A Figura 6.13 compara, por sua vez, as distribuições cumulativas de probabilidade das deformações totais para as variantes sublevel G1 e G2, com desenhos de layout precisamente iguais, ou seja, sill pillars de 6 m, rib pillars de 5 m, vãos livres ao longo do strike de 7 m, potência de 15 m, operando entre os níveis N15 e N16, porém referentes a ambientes geológicos e geotécnicos distintos, do tipo 1 e tipo 2. Por outras palavras, as distribuições das deformações totais na Figura 6.13 comparam os impactos das encaixantes tipo 1 e tipo 2, descritas no tópico 5.3, Figura 5.3. O pacote litológico 142

161 tipo 2 envolve uma sequência de rocha intacta, seguida da litologia X2, e ainda por X1/FG, a zona de minério BIF, de novo X2 e, por fim, uma rocha intacta de melhor propriedade mecânica, considerada a sequência lida do hangingwall para o footwall. O risco de instabilidade no hangingwall devido ao agravamento das condições geotécnicas do maciço, definido por R=P{d t 8 mm}, pode-se determinar para o caso da litologia tipo 2, no modelo G2, lido diretamente no gráfico, o valor de P{d t 8 mm} e calculando-se o valor recíproco. De modo que R, devido à instabilidade por deformação total no intervalo entre e 3 m no interior do hangingwall, por exemplo, na Figura 6.13a, seria R=P{d t 8 mm} = 1- P{d t 8 mm} = 1-,69=,31 (ou 31% de chance do hangingwall apresentar valores d t superiores a 8mm). Os demais valores de risco de instabilidade no hangingwall, determinados a partir das curvas de probabilidade na Figura 6.13, para diferentes profundidades no interior do hangingwall, encontram-se sumariadas na Tabela 6.2. P{dt > 8 mm} variando condição geológica da encaixante P{dt > 8 mm} variando condição geológica da encaixante 1.9.8,69.7 1, , , G1_HW -3m, tipo1 G2_HW -3m, tipo2.2.1 G1_HW 3-6m, tipo1 G2_HW 3-6m, tipo Deformação total no hangingwall (m) Deformação total no hangingwall (m) (a) 3 m (b) 3 6 m P{dt > 8 mm} variando condição geológica da encaixante P{dt > 8 mm} variando condição geológica da encaixante,9991 1, , , G1_HW 6-1m, tipo1 G2_HW 6-1m, tipo2.2.1 G1_HW 1-2m, tipo1 G2_HW 1-2m, tipo Deformação total no hangingwall (m) Deformação total no hangingwall (m) (c) 6 1 m (d) 1-2 m Figura 6.13 de ocorrência de deformação no hangingwall dos modelos sublevel,g1 e G2, em função das litologias encaixantes, tipo 1 e tipo 2 143

162 O modelo tipo 1, do ponto de vista geotécnico, é o pacote de menor resistência mecânica, que integra as litologias X1/FG no hangingwall, seguido da zona de minério BIF e da litologia X1/FG no footwall; em contrapartida, o pacote litológico tipo 2 é relativamente mais consistente e rígido. As propriedades mecânicas das litologias X2 e da rocha intacta, integrantes deste pacote, conferem mais resistência e rigidez ao maciço, do que no caso do pacote litológico tipo 1, mais fraco mecanicamente. Consequentemente, é previsível que o risco de instabilidade no pacote tipo 1 seja superior ao risco do pacote tipo 2, tal como demonstram os resultados na Tabela 6.2. Importa reter, então, que o layout sublevel apresenta riscos maiores de instabilidade quando implementado em ambientes geotécnicos de menor integridade. Tabela 6.2 Risco de instabilidade em função de ambientes geotécnicos distintos (tipo 1, tipo 2) Intervalos de profundidade das camadas no hangingwall 3 m 3 6 m 6 1 m 1 2 m Variante G1 litologia tipo 1 P{d t 8 mm},338,368,525,759 Risco de instabilidade, R=P{d t 8 mm},662,632,475,241 Variante G2 litologia tipo 2 P{d t 8 mm},69,861,999 1 Risco de instabilidade, R=P{d t 8 mm},31,139,1 144

163 7 Capítulo 7 : Conclu sões g erais e sugestõ es para pesquisas futuras C a p í t u l o 7 CONCLUSÕES GERAIS E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS 7.1 INTRODUÇÃO Ao longo dos capítulos anteriores, apresentaram-se argumentos, cenários técnicos e operacionais, justificativas, conceitos e metodologias que vieram a substanciar o estudo aqui apresentado. Este foi embasado num conjunto de modelos numéricos tridimensionais que permitiram avaliar o risco geotécnico de múltiplas variantes do método sublevel-stoping de lavra subterrânea. Apresentaram-se, segundo vários ângulos, as características deste método de lavra, planejado para exaurir o corpo de minério SER da Mina Cuiabá. Sumariamente, foram discutidos conceitos fundamentais, alguns métodos e técnicas empíricas que sustentaram o estudo de base. Progressivamente, demonstrou-se a utilidade das modelagens tridimensionais, com métodos numéricos de contorno na avaliação de geometrias de lavra complexas. Apresentaram-se modelos-teste de calibração para obtenção dos limites de representatividade dos modelos numéricos considerados, dadas as limitações mencionadas. Definiram-se alguns corolários úteis para avaliar as condições de estabilidade do maciço rochoso nos domínios de interesse e estabelecer opções de desenho de pilares, vãos livres de lavra e outras condicionantes do sublevel-stoping para a referida mina. Ficou comprovado um procedimento segundo o qual o risco geotécnico de instabilidade em domínios rochosos pode ser inferido pela distribuição dos indicadores de risco considerados (neste caso, o fator de segurança, FS, e as deformações totais, d t ), em vez de reportar valores singulares. Pode-se referir ao risco geotécnico em termos de probabilidade, em conformidade com a definição clássica 145

164 de risco. Foi demonstrado, em última análise, que é possível e essencial integrar modelagem numérica geotécnica e desenho de layouts de mina (planejamento). Neste capítulo final condensam-se, de forma conclusiva, as avaliações realizadas nesta dissertação, identificam-se as limitações encontradas e propõem-se estudos futuros. 7.2 CONCLUSÕES Sobre modelagem numérica e sua importância Os fenômenos de instabilidade em ambientes de mineração subterrânea dependem: das reações dos maciços rochosos em função da lavra; do sequenciamento da extração; da complexidade geológica; do aprofundamento das frentes de trabalho; e consequente elevação das tensões. Essa multiplicidade de fatores que influenciam diretamente a estabilidade das escavações justifica a necessidade de utilização de técnicas de modelagem numérica. As modelagens tridimensionais são consideradas as mais indicadas para representar problemas de estabilidade global em ambientes de mina subterrânea. O emprego desta como ferramenta de análise e desenho de mina deve constituir-se em suporte sistemático do planejamento e da mitigação dos riscos geotécnicos em operações de mina. Ainda que os domínios descontínuos não possam ser caracterizados pelos métodos de elementos de contorno, BEM, ao se tratar de geometrias complexas, tridimensionais, em meios relativamente homogêneos e elásticos, as análises numéricas realizadas com MAP3D foram bem sucedidas nesta dissertação. A relativa simplicidade e flexibilidade computacional dos métodos BEM conferem condições preferenciais de uso, quando há necessidade de serem avaliados múltiplos cenários operacionais, considerando-se modelos com grande variabilidade geométrica, a partir dos quais se pretende apenas a ordem de grandeza dos parâmetros impactantes, bem como identificar fatores de risco de instabilidade em função da variação das tensões. Foram estas as razões pelas quais se considerou o uso dos métodos BEM nas análises desta dissertação e a ferramenta MAP3D. 146

165 Os resultados provenientes de modelos numéricos requerem apreciação do grau de confiabilidade. É necessário retroanalisar os resultados dos modelos com base nas respostas observadas in situ, provenientes de dados de monitoramento e instrumentação existentes. A retroanálise pode ser usada para reduzir dispersão nos resultados. Medidas de otimização do modelo numérico incluem: refinamento da geometria e representação geológica; melhor caracterização do estado de tensão pré-lavra; maior rigor nas propriedades dos materiais; diminuição dos erros numéricos; e correlação com observações de campo. O monitoramento e a retroanálise das respostas do maciço rochoso são essenciais para a otimização das análises numéricas. Sobre os ambientes geotécnicos e domínios da análise As operações de lavra na Mina Cuiabá ocorrem em realces de dimensões relativamente grandes para um ambiente subterrâneo. Ainda que seja praticada a aplicação de enchimento (mecânico ou hidráulico), pode-se antecipar ocorrência de grandes deformações nas superfícies expostas do hangingwall e footwall desta mina. As camadas litológicas encaixantes (X1 e X2) apresentam módulos de elasticidade relativamente baixos (valores médios de 15 e 2 GPa, respectivamente), o que contribui para a formação de um sistema regional composto por pilar-backfill-encaixante, com rigidez relativamente baixa. Confirma-se a necessidade de efetuarem-se medições adicionais das tensões in situ, as quais podem confirmar a existência de variabilidade natural dos estados destas tensões. Determinadas áreas, em ambientes geológicos e geotécnicos diferentes, apresentam graus distintos de deformação e, portanto, reagem também de maneira distinta aos impactos da lavra. As deformações totais máximas registradas em realces típicos à profundidade de 65 m podem variar entre 2 e 12 mm, ao longo de um período de cerca de quatro meses. É evidente, portanto, a necessidade de que se conheçam as reações do maciço aos efeitos da lavra, os quais se manifestam de forma a induzir a variação do estado das tensões e das deformações estáticas e dinâmicas. 147

166 Sobre os modelos tridimensionais desenvolvidos Os modelos numéricos puramente elásticos, tais como os modelos em MAP3D nesta dissertação, apresentam soluções independentes da trajetória computacional seguida (diz-se path-independent); de modo que os resultados apresentados reportam os impactos das tensões e deformações referentes ao último estágio de lavra para cada modelo sublevel. Sobre os critérios aplicados para inferir o risco de instabilidade Utiliza-se o fator de segurança (FS) e a deformação total (d t ) induzida para caracterizar as condições de instabilidade nos pilares e no hangingwall da lavra, respectivamente. Esta é uma maneira simples e conveniente de quantificar a extensão com que as condições mecânicas do maciço podem se exceder em determinados pontos. A determinação do fator de segurança para regiões dos pilares sill e rib permite estimar, indiretamente, uma ordem de grandeza do dano induzido pelas sobretensões nos pilares, por exemplo. Globalmente, as análises dos pilares consideram que resultados de fator de segurança FS 1, ultrapassando transversalmente ou longitudinalmente os pilares caracterizam a condição de falha ou ruptura destes. Na avaliação do risco de desplacamentos no hangingwall, em vez de serem considerados critérios empírico-analíticos disponíveis, entendeu-se levar em conta a realidade das deformações reportadas pela Mina Cuiabá. Infere-se que, quando as deformações totais medidas no hangingwall dos realces, por meio de extensômetros, excedem o valor de 8 mm, aproximadamente, tende a ocorrer fenômenos de desprendimento de blocos, sobretudo em setores da lavra delineados por xistosidade intensa e por planos de juntas transversais. Sobre a representação probabilística do risco de instabilidade A instabilidade de determinadas regiões do maciço, influenciada pela lavra, pode ser interpretada em termos de risco, tomando-se a distribuição espacial dos fatores de risco considerados como, por exemplo, o fator de segurança. Reportar as condições gerais de 148

167 estabilidade de um layout como um todo, não especificamente as condições instáveis referentes a um único ponto no layout, um pilar, etc., requer uma representação estatística de distribuição de probabilidade das variáveis de risco correspondentes, nos domínios pretendidos. Sobre os limites de aplicabilidade dos modelos simulados Existem limitações associadas às análises numéricas conduzidas para a Mina Cuiabá. Não é possível, por exemplo, representar explicitamente e com exatidão cada uma das características que afetam, em larga escala, o comportamento de um maciço rochoso complexo e heterogêneo, como é o caso desta mina. Muitas das características do maciço podem nunca ser completamente identificadas, ou quantificadas, ainda que a lavra tenha sido finalizada. Existem limitações adicionais no nível de complexidade com o qual um modelo numérico de larga escala pode lidar. Mesmo que detalhes complexos de uma feição em particular sejam importantes, é necessário atribuir algum nível de simplificação ao modelo para que este possa processar ou produzir resultados em tempo razoável. Sabese que o tempo de computação de uma simulação numérica aumenta com o nível de detalhes de sua representação geométrica. Sobre os resultados das avaliações das variantes sublevel Maior sensibilidade no controle da geometria do realce e na avaliação do potencial de sobrequebra dos modelos simulados com o método de lavra sublevel stoping pode ser obtida variando-se fatores, tais como a influência da profundidade na lavra do corpo de minério, as dimensões do vão livre (strike span) entre rib pillars e as dimensões dos sill pillars. Naturalmente, o estado de tensão in situ (magnitude e orientação) também influencia o resultado de tais análises. Em termos de estabilidade regional, é necessário determinar com rigor a influência das variações da morfologia dos corpos mineralizados; das geometrias de lavra respectivas; bem como da continuidade dos corpos ao longo do dip e plunge. 149

168 Impacto sobre a profundidade de lavra Quando a geometria de lavra, estável num dado nível superior, é aplicada num ambiente mais profundo, o realce pode tornar-se instável, dependentemente da geometria do layout e de outros fatores geotécnicos. Estabilidade dos rib pillars nas variantes de sublevel stoping Em termos gerais, pilares rib com larguras menores são menos capazes de propiciar estabilidade global de um dado painel de lavra, pois existe maior probabilidade de ocorrer colapso do núcleo devido às concentrações de tensões induzidas pela lavra, causando perda da capacidade de carga. O risco de instabilidade dos rib pillars no método sublevel amplia-se com o aumento da profundidade e com o aumento do vão de lavra, em proporções que dependem da geometria e do horizonte de lavra onde tais layouts são executados. Estabilidade dos sill pillars nas variantes de sublevel stoping A estabilidade dos sill pillars é diretamente condicionada pela espessura aparente do corpo de minério (potência). O aumento da profundidade de lavra, para a mesma geometria e rigidez do sistema de pilares (isto é, quando não se alteram as dimensões destes), pode por si só contribuir para um acréscimo no risco de instabilidade nos sill pillars de algumas variantes do sublevel. Adicionalmente, quanto maiores os comprimentos dos painéis ao longo do strike, menores serão os fatores de segurança esperados para os sill pillars. Sobre a resposta de sistemas rígidos de pilares O risco de instabilidade nos sill pillars para determinadas geometrias do método sublevel pode ser insensível ao aumento da rigidez do sistema, quando mantidas as profundidades e as dimensões dos vãos de lavra. Esta dedução é importante do ponto de vista operacional e econômico, pois implica que seria possível implementar layouts de lavra intercalados por rib pillars de menor dimensão sem comprometer a estabilidade. 15

169 Entretanto, resultados compilados de análises numéricas puramente elásticas não podem confirmar de forma conclusiva e inequívoca tais deduções. Impacto do vão de lavra Geometrias com vãos maiores (por exemplo de 7 m) ao longo do strike podem não comportar sill pillars com as dimensões simuladas (6 m de altura vertical) para a posição do pilar situada nos níveis mais profundos (por exemplo a partir do nível N17), a não ser que apresente rib pillars de dimensão relativamente maior. Todas as demais geometrias tornam-se estáveis com sill pillars de 6 m de altura vertical para níveis de lavra de menor profundidade (N14 ao N16). Em termos gerais, para manter-se o mesmo nível de risco ao avançar em profundidade, a largura dos rib pillars no layout sublevel deve ser aumentada proporcionalmente, isto porque o nível de risco amplia-se correspondentemente com o aumento dos vãos de lavra. Instabilidade no hangingwall das variantes sublevel stoping Os mecanismos de deformação do hangingwall capturados e representados pelo modelamento numérico assumem o hangingwall com características uniformes e aberturas sem enchimento. A incerteza nas propriedades do maciço rochoso afeta a seleção ótima dos layouts. Os modelos que consideram litologias distintas compondo o maciço rochoso, hangingwall, footwall e, ainda, uma rocha de propriedade intacta num campo de influência distante das escavações, são assumidos como mais representativos da deformação esperada no hangingwall. Pacotes litológicos de menor resistência mecânica agravam negativamente o risco de instabilidade no hangingwall. O layout sublevel apresenta riscos de instabilidade maiores quando executado em ambientes com características geotécnicas de menor integridade. Sabe-se que o comportamento do hangingwall da lavra é afetado pelas tensões principais (máxima e mínima) decorrentes da geometria complexa do realce. As 151

170 escavações contêm zonas de sobresolicitação e de relaxação. A tensão máxima pode causar ruptura e a tensão mínima permite a dilatação das juntas e o desprendimento dos blocos por gravidade. Em termos gerais, o risco de instabilidade no hangingwall amplia-se quando aumenta o vão de lavra. A engenharia de rochas deve determinar as dimensões dos vãos mínimos de lavra estáveis. 7.3 SUGESTÕES DE PESQUISAS FUTURAS Mitigar incertezas Em geral, a construção de modelos numéricos considera a execução de simplificações dos ambientes modelados, o que gera incertezas e, consequentemente, resultados imprecisos. Entre as incertezas mais comuns destacam-se: o maciço rochoso não é contínuo, de modo que compreende um grande número de descontinuidades potenciais, com numerosos blocos de tamanho, forma, orientação e localização amplamente desconhecidos; a força ou a tensão que age em elevado volume de rochas geralmente é desconhecida e comumente sujeita à variação; a resistência do maciço rochoso não é bem conhecida, além de ser difícil de ser quantificada em grandes volumes de rochas, visto que ensaios realizados em larga escala são difíceis de ser conduzidos e relativamente caros; o comportamento da rocha não é bem conhecido quando se deseja analisar a dependência do tempo; o dano causado ao maciço pelo desmonte é um fator que geralmente pode ser bem quantificado, mas comumente não é quantificado e/ou considerado. A redução do grau das incertezas mencionadas não é um processo trivial. Como tema de pesquisa futuro, portanto, propõe-se o desenvolvimento de metodologias que caracterizem numericamente a variabilidade das características, propriedades e impactos do maciço, espacialmente distribuídas. O desenvolvimento de processos estocásticos em 152

171 geotecnia e mecânica de rochas seria cabível, bem como uma abordagem geo-estatística com o uso de variogramas. Apurar a representatividade dos modelos numéricos Determinados mecanismos são desconsiderados nos modelos numéricos, quer por deficiência ou limitação computacional, quer pela complexidade e desconhecimento do comportamento real destes. Importa, então, estudar o comportamento dos maciços rochosos da Mina Cuiabá de forma mais detalhada, para se definirem os mecanismos principais, realistas e representativos, das deformações em profundidade, da variação das tensões e demais impactos operacionais. Propõem-se programas de monitoramento mais abrangentes, in situ, que comprovem o conhecimento, em nível mais regional, das reações reais do maciço em função da lavra, espacialmente e temporalmente. Sobre este detalhe, faz-se necessário estudar a aplicabilidade de métodos numéricos mais compreensivos, que levem em conta fenômenos de fluência e efeitos dinâmicos, em domínios anisotrópicos e discretos, com comportamento mecânico inelástico. Continuidade do estudo atual Sugere-se além do mais, que o conhecimento adquirido nesta dissertação com base em análises numéricas tridimensionais do método sublevel-stoping para o corpo SER seja complementado com a continuidade de análises e trabalhos, envolvendo: realizar retroanálises no decorrer da lavra, após a execução do método; avaliar uma sequência de lavra que contribua para melhorar a estabilidade no hangingwall; reanalisar a aplicabilidade do método, mediante uso de ferramentas e métodos computacionais mais sofisticados, que contemplem a natureza descontínua do maciço e o comportamento não-linear de suas reações. 153

172 8 Bibliografia B i b l i o g r a f i a Almeida, F.F.M O Cráton do Paramirim e suas relações com o do São Francisco. In: SBG, Simpósio sobre o Cráton do São Francisco e suas Faixas Marginais. Salvador. Anais. p Barbosa, E.S., 28. Avaliação do suporte com cabos de aço na Mina Cuiabá (Sabará / MG), dissertação de mestrado em engenharia geotécnica da UFOP. Barbosa, K.J., 211. Modelagem numérica para avaliação geotécnica de estabilidade do realce no nível 13FGS, da Mina Cuiabá. Relatório Interno, Mina Cuiabá, Fevereiro Barbosa, K.J., 211. Modelagem numérica para avaliação geotécnica de estabilidade do terceiro sistema e escavações de entorno Relatório Interno, Mina Cuiabá, Fevereiro Barbosa, K.J., 21. Estudo de estabilidade da oficina mecânica situada no nível N36 da Mina Raposos. Relatório Interno, Projeto Raposos, Setembro Barbosa, K.J., 29. Sensitivity study to the variation at Young Modules values for the Raposos Project Backfill. Internal Report, Raposos Project, December Barbosa, K.J., 29. Estudo conceitual da sequência de lavra com sublevel-stoping, espessura de sill pillars, comportamento de rib pillars, avaliação de estabilidade dos realces. Relatório Interno, Projeto Córrego do Sítio, Dezembro. Barbosa, K.J., 29. Análise dos impactos do acesso secundário de ventilação para exaustão do setor Laranjeiras. Relatório Interno, Projeto Córrego do Sítio, Outubro. Barbosa, K.J., 29. Lavra experimental pelo método cut-and-fill para realces entre os níveis 711 e 696. Relatório Interno, Projeto Córrego do Sítio, Agosto. Barbosa, K.J., 29. Sequênciamento da lavra no nível 2 do corpo Carruagem que apresenta realces subparalelos. Relatório Interno, Projeto Lamego, Maio. Barbosa, K.J., 29. Aplicação do método de lavra de cut-and-fill no corpo Carruagem, design do suporte e sill pillars. Relatório Interno, Projeto Lamego, Janeiro. Barbosa, K.J., 29. Impactos na remoção de um pilar deixado na lavra do corpo Cabeça de Pedra no nível 1. Relatório Interno, Projeto Lamego, Janeiro. 154

173 Barton, N., Lien, I., Lunde, J., Engineering classification of rock masses for the design of tunnel support. Rock Mechanics, Vol. 6, p Bawden, W.F., The use of rock mechanics principles in Canadian hard rock mine design. Comprehensive Rock Engineering, Pergamon Press, 5, p Beck, D.A., Brady, B.H.G, 22. Evaluation and application of controlling parameters for seismic events in hard-rock mines, International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences. Bieniawski, Z.T., Engineering rock mass classifications. John Wiley & Sons, p Brady, B.H.G., Brown, E.T., 26. Rock mechanics for underground mining. Kluwer Academic Publishers, Dordrecht; London, Third edition. Bray, J.W., Goodman, R.E., The theory of base friction models. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences & Geomech. Abstr., 18 (6) p Butterfield, R.; Banerjee, P.K., Boundary Element Methods in engineering science. McGraw Hill. Clark, L.M., Pakalnis, R.C., An empirical design approach for estimating unplanned dilution from open stope hangingwalls and footwalls. In: Proceeding of the 99th CIM annual general meeting, Vancouver, 27 April 1 May, 1997, p. 33. Coetzer, S., Sellers E., 23. Measurement of rock stress at Cuiabá gold mine Brazil. CSIR; Mining Technology. Cota, R.F., 21. Monitoramento do hangingwall com televisionamento de furos e utilização de extensômetros na mina Cuiabá. XV Congresso Brasileiro de mecânica dos solos e engenharia geotécnica; V simpósio Brasileiro de mecânica das rochas. Cobramseg, Gramado. Diederichs, M.S., Kaiser, P.K., Tensile strength and abutment relaxation as failure control mechanisms in underground excavations. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences & Geomechanical Abstracts, 36, p Diederichs, M.S., Instability of hard rock masses: the role of tensile damage and relaxation p DNPM, 29. Relatório anual de Economia Mineral do Brasil, disponível na página Fortes, P.T.F.O., Gonçalves, F.T.T., Takaki, T., Estudo preliminar de isótopos estáveis de C em rochas carbonosas de Greenstone Belts Arqueanos Brasileiros. In: Congresso Brasileiro de Geologia, 38, Balneário do Camboriú, SBG, Anais, Volume 3, p Greer, G.J., Empirical modelling of open stope stability in a vertical crater retreat application at INCO s Thompson Mine. 91st Canadian Institute of Mining AGM, p

174 Hoek, E., Grabinsky, M., Diederischs, M., Numerical modeling in rock mechanics. Sudbury: MRD Mining Research Directorate. Hoek, E., Kaiser, P.K., Bawden, W.F., Support of Underground Excavations in Hard Rock. Balkema, Rotterdam, The Netherlands, p Hoek, E., Strength of rock and rock masses. ISRM News J., V.2, n.2, p Lana, C.E., 24. Cartografia integrada de ecossistema lóticos (fluviais) no alto do curso do Rio das Velhas MG. Ouro Preto, dissertação de mestrado, departamento de geologia da UFOP, p.175. Lorig, L., 23. Rock mechanics evaluation for the Cuiabá Mine expansion project. AngloGold Ashanti, Internal report. Itasca, Santiago Chile, September. Lorig, L., 24. Corrego do Sitio underground conceptual study. AngloGold Ashanti, Internal report. Itasca, Santiago Chile, September. Lorig, L. e Ruest, M., 27. Geotechnical design considerations for mining FGS Level 12, blocks 6A and 6B. Internal report. Itasca, Minneapolis, Minnesota, USA, October. Lorig, L., 27. Mining method selection at Lamego Mine on the basis of stable spans. Internal report. Itasca, Santiago Chile, February. Lorig, L., e Mandiola, R.S., 28. Numerical Modelling Workshop For Cuiabá Mine, Itasca S.A. report to AngloGold Ashanti, September. Lorig, L., Myriam, F., Alvarez, C., 29. Numerical modeling for Cuiabá AngloGold Ashanti, Report Itasca S.A, Santiago - Chile. Kaiser, P.K., Yazici, S., Maloney, S., 2. Mining-induced stress change and consequences of stress path on excavation stability a case study. Int. J. of Rock Mechanics and Mining Sciences, 15 Figs., p. 23. Kaiser, P.K., Diederichs, M.S., Martin, D., Sharpe, J. & Steiner, W., 2. Underground works in hardrock tunnelling and mining. In GeoEng2, Melbourne. Technomic Publishing Company: Lancaster, p Kaiser, P.K., Falmagne, V., Suorineni, F.T., Diederichs, M.S., Tannant, D.D., Incorporation of rock mass relaxation and degradation into empirical stope design. CIM'97, Vancouver, (CD) p. 12. Kaiser, P.K., and Maloney, S., The role of stress change in underground construction. EUROCK '92, p Laubscher, D.H., 199. A geomechanics classification system for the rating of rock mass in mine design. J.South African. Inst. Mining and Metallurgy, vol. 9, no 86, p Leeman, E.R., The CSIR doorstopper and triaxial rock stress measuring instruments developed by C.S.I.R. Johannesburg, South Africa Inst. Min. Metall., V3, p

175 Martin, C.D., Kaiser, P.K., McCreath, D.R., Hoek-Brown parameters for predicting the depth of brittle failure around tunnels. Canadian Geotechnical J., 36(1), p Martin, C.D., Yazici, S., Espley, S., Tan, T., 2. Using numerical models to quantify stope dilution. Canadian Institute of Mining (AGM), Toronto, p. 8. Mathews, K.E., Hoek, E., Wyllie, D.C., Stewart, S.B.V., Prediction of stable excavations for mining at depth below 1 meters in hard rock. CANMET Report DSS, Department Energy, Mines and Resources, Ottawa, p. 39. Nickson, S.D., Cable support guidelines for underground hard rock mine operations. M.A.Sc. thesis, department mining and mineral processing, University of British Columbia, p Potvin, Y., Empirical open stope design in Canada. Ph.D. Thesis, Department of Mining and Mineral Processing, University of British Columbia, p Read, J., Peter, S. 29. Guideline for open pit slope design. Australia, CSIRO p. 7. Read, R.S., years of excavation response studies at AECL s underground. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, Research Laboratory Alberta, Canada, p Revell Resources, 28. Backfill Review at Cuiabá Mine, Internal report to AngloGold Ashanti, August, p.17. Ribeiro-Rodrigues, L.C., Gold mineralization in Archean Banded Iron Formation of the Quadrilátero Ferrífero, Minas Gerais, Brazil The Cuiabá Mine. Aachen, Alemanha, IML, RWTH Aachen, Tese de Doutorado, p RockData, 29. Rocscience Software. Rocscience Inc., Toronto, Ontario, M4E 3B5. Skjernaa, L., Tubular folds and sheath folds definitions and conceptual models for their development, with examples from the Grapesvare area, northern Sweden. J. Struct. Geol. 11, p Stewart, D., Design and operation of caving and sublevel-stoping mines. AIME. Suorineni, F.T., Tannant, D.D., Kaiser, P.K., Dusseault, M.B., 2. Incorporation of a fault factor into the stability graph method: Kidd Mine case studies, submitted to Int. J. of Mineral Resources Engineering, p. 21. Timoshenko S.P., Goodier, J.N.,198. Teoria da elasticidade, Terceira Edição, Guanabara Dois, Rio de Janeiro. Toledo, C.L.B., Controle estrutural da mineralização aurífera na Mina de Cuiabá, setor noroeste do Greenstone Belt Rio das Velhas, Quadrilátero Ferrífero, MG. Campinas, SP, UNICAMP, Dissertação de mestrado, p Trueman, R., Mikula, P., Mawdesley, C., Harries, N., Experience in Australia with the Mathew s method for open stope design. Paper accepted for publication in Bull. Can. Min. Metall. 157

176 Vial, D.S., Minas de Ouro de Cuiabá, quadrilátero Ferrífero, Minas Gerais; In: Schbbnhaus, C. e Coelho C.E.S. eds Principais depósitos Minerais do Brasil. Brasília, DNPM, V.3, p Vial, D.S., 198. Mapeamento geológico do nível 3 da Mina Cuiabá. Relatório interno da Mineração Morro Velho S.A. p.21 Vieira, F.M.C.C., 24. Uncertain and risk considerations in layout design. In Rock Engineering-based evaluation of mining layouts applicable to ultra-deep, gold-bearing, tabular deposits. PhD thesis. Volume II Appendices. Wits University. Vieira, F.W.R., Simões, E. J. M., Geology of the Nova Lima area and excursion to the Raposos Mine. In: Gold Deposit Modeling Course, IUGS UNESCO, p Vieira, F.W.R., 1991c. Textures and processes of hydrothermal alteration and mineralization in the Nova Lima Group, Minas Gerais, Brazil. In: LADEIRA, E. A. editores, Brazil Gold 91.Rotterdam, A. A. Balkema. p Vieira, F.W.R., 1991b. Gênese das mineralizações auríferas do setor W do Greenstone Belt Rio das Velhas, MG. In: Simpósio Internacional de Mineração e Geologia do Grupo AMSA, Nova Lima, relatório interno p Vieira, F.W.R., 1991a. Petrologia e litogeoquímica do setor W do Greenstone Belt Rio das Velhas, MG. In: Simpósio Internacional de Mineração e Geologia do Grupo AMSA, Nova Lima, relatório interno, p Vieira, F.W.R., Processos epigenéticos de formação dos depósitos auríferos e zonas de alteração hidrotermal do Grupo Nova Lima, Quadrilátero Ferrífero, Minas Gerais. In: Congresso Brasileiro de Geologia, 35, Belém, SBG, Anais, Volume 1, p Wang, J., Milne, D., Wegner, L., Reeves M., 27. Numerical evaluation of the effects of stress and excavation surface geometry on the zone of relaxation around open stope hanging walls. Int J Rock Mech Min Sci 44(2), p Wiles, T.D., 21. Comunicação pessoal por , sobre modelagem do comportamento do backfill. Wiles, T.D., 27. Evidence based model calibration for reliable predictions. 4 th International Seminar on Deep and High Stress Mining, Australian Centre for Geomechanics, Perth, p Wiles, T.D., 199. MAP3D Manual do usuário Mine Modelling Pty Ltd, Austrália, disponível na página Xavier, R.P., Toledo, C.L.B., Taylor, B., Schrank., 2. A Fluid evolution and gold deposition at the Cuiabá Mine, SE Brazil: Fluid inclusions and stable isotope geochemistry of carbonates. In: Revista Brasileira de Geociências 3(2), p Zenóbio, A.A., 2. Avaliação geológico-geotécnica de encostas rochosas: área urbana de Ouro Preto, MG., escala 1:5, dissertação de mestrado, EESC/USP São Carlos, SP. 158

177 9 An exo I : Seleção Emp írica d e St ewart A n e x o I SELEÇÃO EMPÍRICA DE STEWART Abaixo, apresenta-se a metodologia publicada por Stewart (1981) para auxiliar na escolha do método de lavra através da ponderação de alguns parâmetros para o corpo de minério, hangingwall e footwall. As tabelas, aqui exibidas, indicam as ponderações e os resultados obtidos para a Mina Cuiabá. Embora se tenha chegado a três métodos com pontuação alta, dois deles foram descartados, pois considerou-se sua aplicação como inviável. Tais métodos caracterizam a lavra com open pit e room-and-pillar, que foram desconsiderados em decorrência da profundidade atual da lavra (cerca de 1 m) e da forte inclinação do corpo mineralizado, respectivamente. Com efeito, o método a ser utilizado para a Mina Cuiabá seria mesmo o sublevel-stoping, o que confirma a opção inicial apontada pela mina, no que se refere à lavra do corpo de minério SER. Definição da geometria e malha de distribuição Geometria do depósito Equi-dimensional (E) As dimensões são da mesma ordem de magnitude X 1) Forma geral Tabular (T) Duas dimensões são muitas vezes maiores que a espessura, geralmente não excede 1 m Irregular (I) Dimensões variáveis a distância curtas Estreito (N) < 1 m 2) Espessura do minério Intermediário (I) 1 a 3 m X Espesso (E) 3 a 1 m Muito espesso (ME) > 1 m Flat (F) < 2 3) Plunge do minério Intermediário (I) 2 a 55 X Elevado (E) > 55 4) Profundidade Profundidade atual 1 m Uniforme (U) A malha em muitos pontos do depósito não varia significativamente da média do depósito X 5) Malha de distribuição Gradual (G) Valores da malha tem características zonais e as malhas variam gradualmente de umas para as outras Errático (E) Valores das malhas mudam radicalmente em curtas distâncias 159

178 Variação de geometria/ malha de distribuição para diferentes métodos de lavra Método de Lavra Forma geral Espessura do minério Plunge do minério Malha de distribuição E T I N I E ME F I E U G E Open pit Blocking caving Sublevel stoping Sublevel caving Longwall Room-and-pillar Shrinkage stoping Cut-and-fill Top slicing Square set Resultado da variação de geometria/ malha de distribuição para métodos distintos Método de Lavra Forma geral Espessura Plunge Malha de distribuição Total Open pit Blocking caving Sublevel stoping Sublevel caving Longwall Room-and-pillar Shrinkage stoping Cut-and-fill Top slicing Square set ) Resistência da rocha (UCS / pressão de confinamento) 2) Espaçamento das fraturas Fraturas/m e % RQD 3) Resistência da fratura ao cisalhamento Características geomecânicas Características mecânicas da rocha Minério HW FW Fraco (W) < 8 MPa Moderado (M) 8-15 MPa X X Forte (F) > 15 MPa X Muito perto (MP) > 16 e RQD = - 2 Perto (P) 1-16 e RQD = 2-4 Longe (L) 3-1 e RQD = 4-7 Muito Longe (ML) < 3 e RQD = 7-1 X X X Fraco (W) Descontinuidade aberta com superfície lisa ou preenchida com material de X resistência inferior Moderado (M) Descontinuidade aberta com superfície X X rugosa Forte (F) Descontinuidade preenchida com material de igual ou superior resistência 16

179 Variação para características geomecânicas de diferentes métodos de lavra Resistência da fratura ao Resistência da rocha Espaçamento das fraturas Método de Lavra cisalhamento W M F MP P L ML W M F Open pit Blocking caving Sublevel stoping Sublevel caving Longwall Room-and-pillar Shrinkage stoping Cut-and-fill Top slicing Square set Resultado de resistência da rocha para diferentes métodos de lavra Método de Lavra Espaçamento das Resistência da fratura Resistência da rocha Total fraturas ao cisalhamento Minério HW FW Minério HW FW Minério HW FW Minério HW FW F M M ML ML ML M W M Open pit Blocking caving Sublevel stoping Sublevel caving Longwall Room-and-pillar Shrinkage stoping Cut-and-fill Top slicing Square set Resultado final Definição de Características geomecânicas Método de Lavra geometria Total Minério Minério HW FW Open pit Blocking caving Sublevel stoping Sublevel caving Longwall Room-and-pillar Shrinkage stoping Cut-and-fill Top slicing Square set

180 1 An exo II : Índ ices d e Math ews e Potvin A n e x o I I ÍNDICES DE MATHEWS E POTVIN Neste anexo, apresentam-se as tabelas de resultados da classificação geotécnica das rochas integrantes do maciço da Mina Cuiabá, realizada por Barbosa (28), incluindo as litologias FG (filito grafitoso) e MAN (metabasalto). Incluem-se ainda os gráficos de estabilidade respectivos, plotados para vãos de lavra de 25, 4 e 7 m de comprimento ao longo do strike. Resultados dos índices N e N no corpo SER, segundo Barbosa Local Rocha 7 MPa 18 MPa Índice N Índice N' Índice N Índice N' 9_SER FG _SER FG _SER FG _SER FG _SER FG _SER FG _SER FG _SER FG _SER FG _SER FG _SER FG _SER FG _SER FG _SER FG _SER FG _SER FG _SER FG _SER FG _SER MAN _SER MAN-X _SER MANX-X _SER MANX-X _SER MANX-X

181 7 Mpa 18 Mpa 1 Orebody Dip Altura vertical Altura realce (m) Comprimento entre pilares (m) Raio Hidraulico Número de Estabilidade Número de Estabilidade (N') Critério de Mathews Diluição Chance de estabilidade realce (m) (m) (N) ELOS (m) Estável <.5 >8% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 1% Transição % Transição.5-1. >6% Transição.5-1. >6% Transição <.5 8% Estável <.5 9% 1 Zona Estável Número de Estabilidade (N') Zona de Transição Zona Instável Número de Estabilidade (N') Somente dano por detonação ELOS <,5 m ELOS =,5-1, ELOS = 1, - 2, m ELOS > 2, m Dano severo / Possibilidade de colapso das paredes Raio Hidráulico (m) Raio Hidráulico (m) 1. 1% Número de Estabilidade (N) Zona Estável 9% 8% 7%6% 5% 4% 3% 2% 1% % Mina Cuiabá_FGS Índice N' Sigma máx = 7 a18 MPa Zona Instável Raio Hidráulico (m) Litologia metabasalto e 25m de comprimento do vão ao longo do strike 163

182 7 Mpa 18 Mpa Orebody Dip Altura vertical Altura realce (m) Comprimento entre pilares Raio Hidraulico Número de Estabilidade Número de Estabilidade (N') Critério de Mathews Diluição Chance de estabilidade realce (m) (m) (m) (N) ELOS (m) Estável.5-1. >6% Estável.5-1. >7% Estável.5-1. >7% Estável <.5 8% Estável <.5 9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 1% Estável <.5 1% Estável <.5 1% Instável >2. >1% Instável >2. 2% Instável >2% Instável >2% Transição >4% Transição >5% Transição.5-1. >6% Transição.5-1. >6% Transição.5-1. >6% Transição.5-1. >7% Transição.5-1. >7% Estável <.5 >8% Estável <.5 >8% Estável <.5 >8% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% 1 1 Zona Estável Número de Estabilidade (N') Zona de Transição Zona Instável Número de Estabilidade (N') Somente dano por detonação ELOS <,5 m ELOS =,5 - ELOS = 1, - 2, m ELOS > 2, m Dano severo / Possibilidade de colapso das paredes Raio Hidráulico (m) Raio Hidráulico (m) 1 1% Número de Estabilidade (N) Zona Estável 9% 8% 7%6% 5% 4% 3% 2% 1% Mina Cuiabá_FGS Índice N' Sigma máx = 7 a18 MPa % Zona Instável Raio Hidráulico (m) Litologia filito grafitoso e 25m de comprimento do vão ao longo do strike 164

183 7 Mpa 18 Mpa 1 Orebody Dip Altura vertical Altura realce (m) Comprimento entre pilares (m) Raio Hidraulico Número de Estabilidade Número de Estabilidade (N') Critério de Mathews Diluição Chance de estabilidade realce (m) (m) (N) ELOS (m) Transição.5-1. >7% Estável <.5 >8% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Instável >2% Instável >4% Transição % Transição % Transição <.5 >8% 1 Zona Estável Número de Estabilidade (N') Zona de Transição Zona Instável Número de Estabilidade (N') Somente dano por detonação ELOS <,5 m ELOS =,5-1, ELOS = 1, - 2, m ELOS > 2, m Dano severo / Possibilidade de colapso das paredes Raio Hidráulico (m) Raio Hidráulico (m) 1. 1% Número de Estabilidade (N) Zona Estável 9% 8% 7%6% 5% 4% 3% 2% 1% % Mina Cuiabá_FGS Índice N' Sigma máx = 7 a18 MPa Zona Instável Raio Hidráulico (m) Litologia metabasalto e 4m de comprimento do vão ao longo do strike 165

184 7 Mpa 18 Mpa Orebody Dip Altura vertical Altura realce (m) Comprimento entre pilares Raio Hidraulico Número de Estabilidade Número de Estabilidade (N') Critério de Mathews Diluição Chance de estabilidade realce (m) (m) (m) (N) ELOS (m) Transição >4% Transição.5-1. >5% Transição.5-1. >6% Transição.5-1. >6% Transição <.5 >8% Transição <.5 >8% Transição <.5 >8% Transição <.5 >8% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 1% Instável >2. >1% Instável >2. >1% Instável >2. >1% Instável >2. >1% Instável >2% Instável >3% Instável % Instável >4% Transição % Transição.5-1. >6% Transição.5-1. >6% Transição.5-1. >6% Transição.5-1. >7% Transição <.5 >7% Estável <.5 >8% Estável <.5 >8% Estável <.5 >9% 1 1 Zona Estável Número de Estabilidade (N') Zona de Transição Zona Instável Número de Estabilidade (N') Somente dano por detonação ELOS <,5 m ELOS =,5 - ELOS = 1, - 2, m ELOS > 2, m Dano severo / Possibilidade de colapso das paredes Raio Hidráulico (m) Raio Hidráulico (m) 1 1% Número de Estabilidade (N) Zona Estável 9% 8% 7%6% 5% 4% 3% 2% 1% Mina Cuiabá_FGS Índice N' Sigma máx = 7 a18 MPa % Zona Instável Raio Hidráulico (m) Litologia filito grafitoso e 4m de comprimento do vão ao longo do strike 166

185 7 Mpa 18 Mpa 1 Orebody Dip Altura vertical Altura realce (m) Comprimento entre pilares (m) Raio Hidraulico Número de Estabilidade Número de Estabilidade (N') Critério de Mathews Diluição Chance de estabilidade realce (m) (m) (N) ELOS (m) Transição.5-1. >6% Transição <.5 >8% Transição <.5 >8% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Instável >2. >1% Instável >2% Instável >2% Transição.5-1. >5% Transição.5-1. >7% 1 Zona Estável Número de Estabilidade (N') Zona de Transição Zona Instável Número de Estabilidade (N') Somente dano por detonação ELOS <,5 m ELOS =,5 - ELOS = 1, - 2, m ELOS > 2, m Dano severo / Possibilidade de colapso das paredes Raio Hidráulico (m) Raio Hidráulico (m) 1. 1% Número de Estabilidade (N) Zona Estável 9% 8% 7%6% 5% 4% 3% 2% 1% % Mina Cuiabá_FGS Índice N' Sigma máx = 7 a18 MPa Zona Instável Raio Hidráulico (m) Litologia metabasalto e 7m de comprimento do vão ao longo do strike 167

186 7 Mpa 18 Mpa Orebody Dip Altura vertical Altura realce (m) Comprimento entre pilares Raio Hidraulico Número de Estabilidade Número de Estabilidade (N') Critério de Mathews Diluição Chance de estabilidade realce (m) (m) (m) (N) ELOS (m) Transição >3% Transição >4% Transição >4% Transição >5% Transição.5-1. >7% Transição.5-1. >7% Transição.5-1. >7% Transição <.5 >8% Transição <.5 >8% Estável <.5 >8% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 >9% Estável <.5 1% Instável >2. 1% Instável >2. >1% Instável >2. >1% Instável >2. >1% Instável >2. 2% Instável >2% Instável >2% Instável >2% Instável >3% Instável >4% Instável >5% Transição >5% Transição.5-1. >5% Transição % Transição <.5 >7% Estável <.5 >7% Estável <.5 >9% 1 1 Zona Estável Número de Estabilidade (N') Zona de Transição Zona Instável Número de Estabilidade (N') Somente dano por detonação ELOS <,5 m ELOS =,5 - ELOS = 1, - 2, m ELOS > 2, m Dano severo / Possibilidade de colapso das paredes Raio Hidráulico (m) Raio Hidráulico (m) Número de Estabilidade (N) Zona Estável 1% 9% 8% 7%6% 5% 4% 3% 2% 1% Mina Cuiabá_FGS Índice N' Sigma máx = 7 a18 MPa % Zona Instável Raio Hidráulico (m) Litologia filito grafitoso e 7m de comprimento do vão ao longo do strike 168

187 11 An exo III : D etalhes do s mod elo s d e calibração A n e x o I I I DETALHES DOS MODELOS DE CALIBRAÇÃO Neste anexo, apresentam-se, com maior detalhe, todos os resultados gerados na calibração, mediante o uso dos modelos-teste descritos no Capítulo 4. Adicionalmente, são mostrados os resultados para uma geometria de lavra semelhante ao modelo-teste do nível N7, lavrado com o método sublevel na profundidade correspondente do nível N18. Modelo-teste de calibração do raise de ventilação N14 O modelo-teste de calibração do raise de ventilação do corpo SER, no nível N14, é simulado numericamente a fim de reproduzir a quebra por tensão (spalling) com cerca de 2 cm de profundidade que se estende por todo o comprimento do raise. A construção do modelo em MAP3D é composta por um cilindro de 2,1 m, com eixo 16º/45º que representa o raise aberto, envolto por outro cilindro de 6,3 m de diâmetro e propriedades do X2 e a rocha encaixante com parâmetros da litologia X1. As grids de análise posicionadas perpendicularmente ao raise mostram os resultados da quebra ao longo de todo o eixo escavado, com aproximadamente os mesmos 2 cm de profundidade. As figuras a seguir mostram o modelo construído e suas grids de análise, bem como os principais resultados obtidos, tensão principal máxima e mínima, deformação total e fator de segurança. 169

188 Geometria modelada e grids de análise Detalhe da discretização da grid Tensão principal máxima Tensão principal mínima Deformação total (m) Raise de ventilação no nível N14 Fator de segurança 17

189 Modelo-teste de calibração do sublevel-stoping N7 Trata-se o modelo-teste de calibração do nível N7 do corpo SER de uma área de lavra iniciada com o método cut-and-fill (cerca de 1/5 da altura total do painel), que, posteriormente, foi finalizada com o sublevel-stoping. Por se tratar de um único painel em que o referido método de lavra foi aplicado, considera-se que a informação gerada seja importante no estudo do comportamento da lavra. A construção do modelo em MAP3D é composta pelo painel de lavra do nível N7, bem como a representação dos níveis N6 e N8, em que a litologia da rocha encaixante é composta pelo FG e X1 (filito grafitoso e metapelitos) e o minério, por BIF (formação ferrífera bandada). Foram reproduzidos os resultados para o sill pillar com 4 m de altura vertical, os rib pillars remanescentes com cerca de 6 m de comprimento, bem como o potencial de diluição do hangingwall. As figuras a seguir mostram a geometria do modelo construído e suas grids de análise, os resultados de fator de segurança obtidos nos rib pillars, sill pillars e hangingwall do modelo situado no nível N7, e a extrapolação desta geometria em profundidade, representada no nível N18. Geometria do modelo e grids de análise 171

190 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 8 Modelo de Calibração Z=466m Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo 3 25 Modelo de Calibração Z=466m Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N7 9 Modelo de Calibração Z=466m Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N Modelo de Calibração Z=466m Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Hangingwall Modelo-teste da calibração na profundidade de 466m, nível N7 172

191 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 45 Modelo de Calibração Z=1183m Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo 12 1 Modelo de Calibração Z=1183m Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N Modelo de Calibração Z=1183m Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N Modelo de Calibração Z=1183m Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Hangingwall Modelo-teste da calibração na profundidade de 1184m, nível N18 173

192 12 An exo IV : R esu ltado s adicion ais d os mod elo s simulados A n e x o I V RESULTADOS ADICIONAIS DOS MODELOS SIMULADOS Neste anexo, são apresentados os resultados para os 24 modelos de lavra das variantes do layout sublevel-stoping, computados nesta dissertação de mestrado. Os resultados de modelagem foram compilados e processados de forma a poderem ser apresentados por distribuições de frequência e cumulativas de probabilidade, caracterizando-se os riscos de instabilidade (segundo os critérios estabelecidos no Capítulo 5) para os domínios no entorno dos pilares rib e sill, e hangingwall. Também se incluem, neste anexo, figuras produzidas em MAP3D que caracterizam as condições modeladas, segundo representações das tensões, das deformações e dos fatores de segurança espacialmente distribuídos nos domínios de análise. Finalmente, incluem-se também as tabelas que sumariam os resultados dos níveis de risco das várias variantes do método sublevel, para todas as condicionantes modeladas. 174

193 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo Frequência Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 25m_Potência 15m_níveis N15 e N FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo Frequência Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 25m_Potência 15m_níveis N15 e N FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N14 45 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 25m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 25m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 25m_Potência 15m_níveis N15 e N16-3m 3-6m 6-1m 1-2m Deformação total (m) A1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 25_Potência 15m Níveis N15 e N16 175

194 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo Frequência Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 25m_Potência 15m_níveis N17 e N FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo Frequência Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 25m_Potência 15m_níveis N17 e N FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N16 7 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 25m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N17 8 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 25m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 25m_Potência 15m_níveis N17 e N Deformação total (m) -3m 3-6m 6-1m 1-2m A1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 25_Potência 15m Níveis N17 e N18 176

195 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 2 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 1m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo 3 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 1m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N14 Frequência Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 1m_níveis N15 e N FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N15 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 1m_níveis N15 e N Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 1m_níveis N15 e N16-3m 3-6m 6-1m 1-2m Deformação total (m) B1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42,5m_Potência 1m Níveis N15 e N16 177

196 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 1m_níveis N17 e N Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo 6 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 1m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N16 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 1m_níveis N17 e N Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N17 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 1m_níveis N17 e N Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 1m_níveis N17 e N Deformação total (m) -3m 3-6m 6-1m 1-2m B1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42,5m_Potência 1m Níveis N17 e N18 178

197 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 15m_níveis N15 e N Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo 3 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N14 45 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N15 6 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 15m_níveis N15 e N16-3m 3-6m 6-1m 1-2m Deformação total (m) C1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42,5m_Potência 15m Níveis N15 e N16 179

198 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 5 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo 5 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N16 6 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N17 8 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42.5m_Potência 15m_níveis N17 e N Deformação total (m) -3m 3-6m 6-1m 1-2m C1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 42,5m_Potência 15m Níveis N17 e N18 18

199 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 8 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 1m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo 2 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 1m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N14 14 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 1m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N15 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 1m_níveis N15 e N Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 1m_níveis N15 e N Deformação total (m) -3m 3-6m 6-1m 1-2m D1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7,5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 1m Níveis N15 e N16 181

200 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 1 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 1m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 1m_níveis N17 e N Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N16 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 1m_níveis N17 e N Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N17 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 1m_níveis N17 e N Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 1m_níveis N17 e N18-3m 3-6m 6-1m 1-2m Deformação total (m) D1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7,5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 1m Níveis N17 e N18 182

201 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 18 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo 3 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N14 5 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N15 7 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 15m_níveis N15 e N16-3m 3-6m 6-1m 1-2m Deformação total (m) E1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7,5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 15m Níveis N15 e N16 183

202 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 18 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo 3 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N16 7 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N17 9 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 15m_níveis N17 e N Deformação total (m) -3m 3-6m 6-1m 1-2m E1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7,5m _vão ao longo do strike 4m_Potência 15m Níveis N17 e N18 184

203 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo Frequência Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo Frequência Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N Deformação total (m) -3m 3-6m 6-1m 1-2m F1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m Níveis N15 e N16 185

204 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 25 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N17 e N18 2 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo 5 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N17 e N Frequência FS-A (Mohr Coulomb).75 Sill Pillars Sill Pillar do nível N Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N17 e N Deformação total (m) -3m 3-6m 6-1m 1-2m F1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m Níveis N17 e N18 186

205 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 25 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N16 2 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo Frequência Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N15 8 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N16-3m 3-6m 6-1m 1-2m Deformação total (m) G1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m Níveis N15 e N16 187

206 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo Frequência Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N17 e N FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo Frequência Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N17 e N FS-A (Mohr Coulomb).75 Sill Pillars Sill Pillar do nível N16 9 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N17 Frequência Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N17 e N FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N17 e N Deformação total (m) -3m 3-6m 6-1m 1-2m G1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m Níveis N17 e N18 188

207 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 6 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo 9 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N14 2 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N15 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N Deformação total (m) -3m 3-6m 6-1m 1-2m H1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7,5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m Níveis N15 e N16 189

208 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 6 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo 1 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N16 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N17 e N Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N17 3 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N17 e N Deformação total (m) -3m 3-6m 6-1m 1-2m H1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7,5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m Níveis N17 e N18 19

209 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 1 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo 16 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N14 6 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N15 8 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N Deformação total (m) -3m 3-6m 6-1m 1-2m I1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7,5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m Níveis N15 e N16 191

210 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 1 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo 16 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N16 9 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N17 1 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7.5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N17 e N m 3-6m 6-1m 1-2m Deformação total (m) I1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 7,5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m Níveis N17 e N18 192

211 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 4 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo Frequência Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N Deformação total (m) -3m 3-6m 6-1m 1-2m J1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m Níveis N15 e N16 193

212 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 45 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo Frequência Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N17 e N FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N17 e N Deformação total (m) -3m 3-6m 6-1m 1-2m J1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m Níveis N17 e N18 194

213 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 7 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo Frequência Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N15 7 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N16 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N16-3m 3-6m 6-1m 1-2m Deformação total (m) K1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m Níveis N15 e N16 195

214 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo 8 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Rib Pillar ao longo do strike do corpo Frequência Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N17 e N FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N16 7 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillar do nível N17 9 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N17 e N18 Frequência FS-A (Mohr Coulomb) Resultado Final no HW Hangingwall Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N17 e N Deformação total (m) -3m 3-6m 6-1m 1-2m K1_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 1m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m Níveis N17 e N18 196

215 Rib pillars Rib Pillar ao longo da potência do corpo _ HW e FW distintos Rib Pillar ao longo do strike do corpo _ HW e FW distintos Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N16 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N Frequência Frequência FS-A (Mohr Coulomb) FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N14 _ HW e FW distintos Sill Pillar do nível N15 _ HW e FW distintos 7 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N16 6 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N Frequência Frequência FS-A (Mohr Coulomb) FS-A (Mohr Coulomb) Hangingwall Resultado Final no HW _ Propriedades de HW e FW distintas Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m_níveis N15 e N16-3m 3-6m 6-1m 1-2m Deformação total (m) F2_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 1m Níveis N15 e N16 _HW e FW com propriedades distintas 197

216 Rib pillars Rib Pillar ao longo do strike do corpo _ HW e FW distintos Rib Pillar ao longo da potência do corpo _ HW e FW distintos 25 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N16 45 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N16 4 Frequência Frequência FS-A (Mohr Coulomb) FS-A (Mohr Coulomb) Sill Pillars Sill Pillar do nível N14 _ HW e FW distintos Sill Pillar do nível N15 _ HW e FW distintos 14 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N16 12 Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N Frequência Frequência FS-A (Mohr Coulomb) FS-A (Mohr Coulomb) Hangingwall Resultado Final no HW _ Propriedades de HW e FW distintas Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m_níveis N15 e N Deformação total (m) -3m 3-6m 6-1m 1-2m G2_Sill Pillar 6m_Rib Pillar 5m _vão ao longo do strike 7m_Potência 15m Níveis N15 e N16_HW e FW com propriedades distintas 198