Description & Background

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Beginning at about 1:15 pm on September 22, 1938, the upstream slope of the dam adjacent to the right abutment experienced a large failure as the construction work had progressed to within 20 feet of the final dam crest elevavation (See Photo 1). Cento e oitenta homens estavam trabalhando na área. Trinta e quatro homens ficaram feridos. Oito homens perderam suas vidas, seis dos quais nunca foram encontrados e estão enterrados em algum lugar da barragem.

Este estudo de caso apresenta um resumo de 1) os esforços para investigar e entender a causa do fracasso, e 2) a controvérsia sobre a avaliação da causa raiz. A Junta de Consultores do projeto constatou que a falha se deveu à resistência inadequada ao cisalhamento das costuras de xisto e bentonita desgastadas pela intempérie no pilar direito a montante e na fundação da barragem (ver Foto 2). Eles indicaram ainda que “a extensão do progresso da lâmina a montante pode ter sido devida, em algum grau, a uma liquefação parcial do material na lâmina”

Durante o reexame da falha em 2018 (Redlinger et. al., 2018, Berre e Ferguson, 2019), verificou-se que houve avanços tecnológicos significativos na caracterização da resistência ao cisalhamento de materiais argilosos. As preocupações relacionadas com as costuras de xisto e bentonite desgastadas que se pensava terem desencadeado a falha da inclinação de Fort Peck mereceram uma revisão contínua durante a reavaliação periódica dos riscos. A contribuição da liquefação durante a construção tem sido o foco de múltiplas investigações, para avaliar a resistência liquefeita do enchimento hidráulico e da areia rasa da fundação. A causa principal pode ser atribuída às limitações da tecnologia de projeto de barragens disponível na época. Especificamente, testes de laboratório e procedimentos de projeto não existiam relacionados com a resistência ao cisalhamento a) dos xistos argilosos no pilar direito a montante (que podem ter iniciado o evento de falha), e b) o enchimento hidráulico potencialmente liquefeito sendo usado para construir a barragem e os materiais de areia da fundação. A tecnologia existe hoje para avaliar esses mecanismos e confirmar a segurança da estrutura.

A falha da inclinação do Fort Peck teve um impacto significativo nos métodos de projeto e procedimentos de construção do Corpo de Engenheiros do Exército dos EUA (e de toda a indústria). Além disso, o uso de métodos de construção de enchimento hidráulico para barragens de aterro foi geralmente interrompido nos Estados Unidos após o evento de falha da barragem de Fort Peck.

Os dados contínuos sobre a barragem e reservatório de Fort Peck são os seguintes:

• Enchimento hidráulico & Barragem de Enchimento de Terra laminada com uma Parede de Corte de Estacas de Fundação de Chapas.
  • 125.628.000 Pátios Cúbicos de Enchimento Colocados.
  • 3.000.000 Pátios Cúbicos de Cascalho Colocados a Montante e a Jusante de Brita.
• Comprimento (Incluindo Secção Dike) – 21.026 Pés.

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• Altura máxima acima do Corredor – 250 Pés.

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• Largura máxima na base – 4.900 Pés.
• Largura de repouso – 50 Pés.

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• Data de encerramento – 24 de Junho de 1937.
• Capacidade máxima total de armazenamento: 18.463.000 pés-ac
• Capacidade instalada: 185 MW
• Capacidade do vertedouro: 275.000 pés-ac

Enchimento hidráulico foi selecionado como a opção mais econômica para a construção da barragem do aterro, caso contrário o custo de construção da barragem não teria sido economicamente justificável. O fechamento do canal principal do rio com desvio do rio através dos túneis foi concluído em 24 de junho de 1937, permitindo uma colocação mais agressiva da massa do restante do aterro. O monitoramento de problemas de enchimento hidráulico era uma rotina diária. À medida que o enchimento aumentava, os trabalhadores andavam rotineiramente pelos oleodutos de lodo na barragem à procura de entulhos e os relatórios diários eram exigidos devido à preocupação de ultrapassar a margem acima.

Os EUA. O relatório do Corpo de Engenheiros do Exército (USACE) sobre o escorregador (1939) observa o seguinte:

“Na manhã de 22 de setembro de 1938, a inspeção habitual foi feita pelo engenheiro principal responsável pela construção, seu assistente, o superintendente de enchimento, o superintendente associado responsável pelos diques e a força de inspeção de enchimento.

Por volta das 10 horas da manhã, seus achados foram discutidos na conferência realizada na crista da face a montante, perto da estação 15+10. Os inspetores de enchimento e o superintendente assistente de construção afirmaram que não parecia haver bordo livre suficiente. Uma inspeção imediata desse ponto revelou, por medições aproximadas, que a altura do fundo da linha do tubo acima do núcleo da piscina era de apenas 30 polegadas, enquanto que deveria ter sido de 4,5 pés. …. Por volta das 11:45h, a equipe de inspeção apresentou os seguintes dados:

Estação 15 – Linha de tubulação 3 pés acima da piscina do núcleo; (deveria ter sido 4 1/2 pés.
Estação 16 – 3 pés; deveria ter sido 4 1/2 pés
Estação 17 – 2,8 pés (deveria ter sido 4 1/2 pés)”

Neste momento a elevação da piscina do núcleo era de 2252, a elevação do reservatório era de 2117,5 e a barragem estava próxima da conclusão. Quando observações adicionais confirmaram que o nível da água da piscina do núcleo não tinha mudado desde o dia anterior, percebeu-se que o aterro a montante perto do pilar direito (leste) estava aparentemente a assentar. O líder do projecto, Clark Kittrell, foi ao local no início da tarde. Seu motorista, Eugene Tourlotte, aproximou-se do oeste e chegou ao local por volta das 13:15. Tourlotte viu a casca do rio acima começar a sair por baixo do carro, bateu nos freios e entrou em marcha à ré em alta velocidade para correr o escorrega com sucesso. Durante os dez minutos seguintes, trilhos de trem, trens, barcos, oleodutos e trinta e quatro homens estavam na massa de 1700 pés de largura enquanto deslizava. Mais de 5 milhões de metros cúbicos de material foram soltos da barragem, e 5% da estrutura foi destruída. Quando chegou a hora de descansar, alguns dos equipamentos estavam submersos e oito homens estavam mortos, enterrados no escorregador. Vinte e seis homens saíram com sucesso do escorrega.

Uma ilustração da vista plana da barragem perto do pilar direito, onde a falha ocorreu antes e depois do escorrega é mostrada na foto 3. Observe que a área da falha foi o único local ao longo da encosta a montante da barragem onde não foi incluída uma bermas de estabilidade. Uma seção transversal através da falha que mostra a configuração antes e depois do aterro é mostrada na foto 4. A rápida subida da crista combinada com a descida da piscina do reservatório entre julho e setembro (mostrada em vermelho) combinada para criar a carga não drenada que causou a falha.

Imediatamente após o escorregador a placa original para o projeto da represa foi expandida para incluir:

• Dr. Arthur Casagrande – Professor de Mecânica dos Solos da Universidade de Harvard
• Sr. I.B. Crosby – Geólogo de Engenharia Consultiva
• Dr. Glennon Gilboy – Engenheiro Consultor, ex-professor de Mecânica dos Solos, MIT
• Sr. Joel D. Justin – Presidente, Engenheiro Consultor Phil. PA, co-autor de “Engineering for Dams”
• Sr. William H. McAlpine – Escritório do Chefe dos Engenheiros (USACE)
• Sr. C. W. Sturtevant – Engenheiro de Divisão

Após uma extensa caracterização do local e programa de testes laboratoriais na área da lâmina, a Junta de Consultores chegou à seguinte conclusão sobre a causa da lâmina 6 meses após a sua ocorrência:

“Após cuidadosa consideração de todos os dados pertinentes, a Diretoria concluiu que a lâmina na porção a montante da barragem próxima ao pilar direito se devia ao fato de que a resistência ao cisalhamento das costuras de xisto e bentonita desgastadas na fundação era insuficiente para suportar as forças de cisalhamento às quais a fundação foi submetida. A medida em que a lâmina progrediu rio acima, pode ter sido devida, em algum grau, a uma liquefação parcial do material na lâmina”. 2 de março de 1939 Relatório da Diretoria

Esta breve conclusão sobre a causa da falha da Diretoria enfatiza a força de cisalhamento das costuras de xisto e bentonita na fundação. Pode parecer óbvio dado que a porção direita da lâmina foi o único local onde uma porção da barragem foi provavelmente fundada diretamente sobre uma prateleira nos materiais de xisto e foi aqui que os primeiros movimentos foram detectados. Quando a parte superior do xisto mergulhou sob a porção esquerda da lâmina, o xisto ficou enterrado a uma profundidade máxima de cerca de 40 a 60 pés de aluvião no limite esquerdo da lâmina, pelo menos na linha central. A análise traseira que formou a base do redesenho concentrou-se na resistência dos materiais de xisto bentonítico enquanto os testes de laboratório foram concluídos para abordar a resistência dos xistos argilosos e para determinar se a liquefação tinha ocorrido (U.S. Army Corps of Engineers, julho de 1939).

Dois dos nove membros do conselho, Merriman e Mead, não assinaram o relatório: Um por razões técnicas e outro por razões mais filosóficas. Alguns dos membros da Diretoria (Drs. Casagrande e Gilboy) estavam convencidos de que a liquefação havia ocorrido mesmo que os resultados dos testes de laboratório para estimar a razão de vazios críticos (Casagrande, 1936) do enchimento hidráulico indicassem que os materiais não teriam se liquefeito (Middlebrooks, 1942). Gilboy, em sua discussão sobre o trabalho de 1942 da Middlebrooks, primeiro articulou a opinião da minoria no Conselho que concluiu “que a liquefação foi desencadeada por falha de corte no xisto, e que a grande magnitude da falha se deveu principalmente à liquefação”. Casagrande permaneceu em silêncio sobre o assunto até sua palestra Terzaghi em 1965, onde revela que a linguagem do relatório do Conselho foi “um texto de compromisso para colmatar a grande lacuna nas opiniões dos consultores que assinaram o relatório”. Casagrande prossegue dizendo que “Gilboy e eu compartilhamos a opinião de que a liquefação estava centrada principalmente na zona de areia fina da concha ao lado do núcleo, e que a liquefação pode ter se espalhado pelas areias das fundações subjacentes, muito carregadas.”

Uma revisão detalhada da tecnologia disponível na altura da concepção e avaliação pós falha, juntamente com os factores humanos em jogo à luz da tecnologia inadequada que foi recentemente realizada por Redlinger, Ferguson e Berre (Redlinger, et al, 2018), bem como Berre e Ferguson (ASDSO Webinar, Agosto, 2019). Estas revisões encontraram o seguinte:

1. Os fatores-chave que contribuíram para a falha do talude a montante da barragem foram associados à tecnologia inadequada e ao procedimento de projeto associados a ambos:
   • a resistência ao cisalhamento dos materiais de fundação de xisto argiloso, incluindo o que agora chamamos de “resistência residual”, e
   • a caracterização da resistência dos materiais de enchimento hidráulico e o mecanismo de “liquefação”.
2. A classificação dos xistos argilosos e o impacto de slickensides, falhas e outras superfícies pré-cortadas não foi bem compreendida. O potencial para o desenvolvimento de altas pressões de porosidade nos xistos fissurados rígidos como resultado de cargas de construção também não foi antecipado. O sistema de classificação do solo usado foi de valor limitado em comparação com a Classificação Unificada que chegaria quase duas décadas depois.
3. Caracterização da resistência ao cisalhamento dos materiais de fundação, incluindo as costuras de bentonite nos xistos argilosos, ainda não era uma prática padrão de projeto. Embora a questão da resistência desses materiais e do potencial de falha tivesse sido identificada, a compreensão total das propriedades de resistência e a capacidade de caracterizar a resistência para o design era limitada. Essas resistências não foram identificadas até as investigações pós-insucesso. As investigações pós-falha indicaram materiais bentoníticos com resistência tão baixa quanto pouco menos de 9 graus (ver foto 5). Para o conhecimento do autor, o uso de uma resistência inferior correspondente ao que hoje classificaríamos como “resistência residual” dos xistos argilosos na análise posterior da falha da lâmina pela Câmara de Consultores, foi a primeira aplicação de tal resistência no desenho de um talude para uma barragem.
4. Embora o conceito de liquefação (relação densidade crítica/validade, Casagrande, 1936) estivesse começando a ser compreendido a partir de uma série de histórias de casos como a falha da Barragem de Calaveras na Califórnia (1918), a capacidade de caracterizar e avaliar corretamente a resistência real dos materiais de enchimento hidráulico durante o projeto ou como parte da avaliação pós falha era limitada, na melhor das hipóteses. Além disso, não havia compreensão de como a taxa de construção e rebaixamento da piscina que ocorreu do período de 20 de julho a 22 de setembro teria impacto nas pressões de água na barragem e fundação, na resistência dos xistos argilosos e materiais de enchimento hidráulico e, em última instância, na estabilidade da inclinação a montante da barragem.

Uma avaliação pós falha feita por Westergaard (Casagrande, 1965) sugeriu que o ângulo de atrito médio de pouco mais de 4 graus estava atuando ao longo da base da massa de deslizamento durante a falha. O método usado por Westergaard para estimar a resistência foi pela construção de uma linha entre os centros de gravidade estimados da seção transversal antes e depois do aterro, como mostrado na foto 6. Por mais de 80 anos desde a falha, muitos pesquisadores assumiram o desafio de voltar a analisar a “resistência residual” média do material na massa de falha na Barragem de Fort Peck. Como resumido por Redlinger et al (2018), parece que a avaliação simplificada de Westergaard foi bastante próxima da marca. Entretanto, a questão de como estimar a resistência residual de materiais potencialmente liquefáveis ainda é um grande desafio para os engenheiros.

Os reexames de 2018 e 2019 (Redlinger et al, 2018; e Berre e Ferguson, 2019) da falha constataram que havia uma série de sinais de desconforto que indicavam que a falha era iminente. Esses indicadores de angústia incluíam: 1) arqueamento dos trilhos da ferrovia na estação 15 a 17, 2) assentamento do tubo de lama e rachaduras longitudinais do aterro ao longo da borda a montante da crista, e 3) altas pressões de água no aterro e infiltração emanando do primeiro banco (pedra de pedreira) ao longo da encosta a montante abaixo da piscina do núcleo na noite anterior à falha.

(1) Berre, L. e Ferguson, K. A. (2019). Fort Peck Dam Upstream Slope Failure, Montana. ASDSO Webinar. Association of State Dam Officials.

(2) Casagrande, A. (1936). Características de solos sem coesão que afetam a estabilidade de encostas e aterros. Journal of the Boston Society of Civil Engineer. Vol. 23, No. 1.

(3) Casagrande, A… (1965). Role of the “Calculated Risk” in Earthwork and Foundation Engineering. The Terzaghi Lecture, Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, Proceedings of the American Society of Civil Engineers.

(4) Gilboy, G. (1942). Discussão sobre o artigo “Fort Peck Slide”, da Middlebrooks. Transactions of the American Society of Civil Engineers, Vol. 107, pp 725-755.

(5) Redlinger, C. G., Ferguson, K.A., e Berre, L. M. (2018). 80º Aniversário do Deslizamento da Construção da Barragem de Fort Peck. Conferência Anual da ASDSO. Seattle: Associado de Oficiais de Segurança de Barragens do Estado.

(6) U.S. Army Corps of Engineers. (1939). Relatório sobre o deslizamento de uma porção da face a montante da barragem de Fort Peck. U.S. Govt. Printing Office, Washington, D.C.

Este resumo do estudo de caso foi revisto por Laila M. Berre, P.E., Gerente do Programa de Segurança de Represas do Corpo de Engenheiros do Exército dos EUA.