Anexo F.2 – Previsão e controlo de correntes de detritos (aluviões). Revisão de medidas usuais e dos seus

critérios de dimensionamento

Gaspar Queirós e Rui M.L. Ferreira

Introdução

Classificação de correntes de detritos ou aluviões Várias definições têm sido propostas por diferentes autores no último século para a definição deste fenómeno designado correntes de detritos ou aluviões (debris flow na literatura de língua inglesa). Existem várias definições mais qualitativas, como a proposta por Takahashi (2007), que aborda os debris flows como escoamentos de uma mistura de água e sedimentos que se comportam como um fluido continuo conduzido pela gravidade, e que apresenta uma grande mobilidade, derivada da presença da água ou de lamas nos espaços intersticiais da mistura. Esta mobilidade é traduzida, segundo o autor, num coeficiente de fricção muito reduzido – menos de 0.2 – quando comparado com deslizamentos de terras de grandes dimensões – cujo coeficiente varia de 0.3 a 0.6 – factor que permite este tipo de escoamentos de alcançar grandes distâncias, mesmo em declives menos acentuados ou áreas planas.

Outros autores apresentam descrições mais quantitativas do fenómeno, como a publicada por Vallance e Scott (1997), que descreve os debris flows como escoamentos de uma massa semi-coesa, resultante da mistura de materiais geológicos erodidos e/ou soltos com água, e que apresentam uma concentração de sedimentos superior a 60% do volume total ou 80% do peso total (Vallance e Scott, 1997, cit. in Kuriakose et al., 2006).

No final de contas, um debris flow pode ser comparado, grosso modo, a um deslizamento de terras de dimensões significativas mas com mais elevadas concentrações de água ou lama, que lubrificam os sedimentos granulares reduzindo a fricção global entre partículas, ou então a um escoamento líquido com uma elevada concentração de sedimentos – cujas partículas maiores podem facilmente ter um diâmetro que ronde o metro ou mais.

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Figura 1– Vista aérea de um debris flow do tipo viscoso no ribeiro Jiangjia, China. a) vista aérea de dois pulsos de debris flow; b) frente do debris flow. Retirado de Takahashi, 2007.

O processo de formação de debris flows consiste no aumento significativo de partículas sólidas num escoamento líquido, seja este causado pela erosão de encostas por parte do escoamento superficial originado por chuvadas intensas e condições saturadas do solo, ou por rotura de cunhas de terreno ou colapso das margens num curso de água. O debris flow tem a característica de erodir o leito quando a sua capacidade de transporte não é preenchida pelos sedimentos que nele se encontram, e deposita-os quando essa concentração ultrapassa a sua capacidade de transporte

Existe no entanto uma concordância geral quanto aos diferentes tipos de debris flows, baseadas numa classificação mecânica, cujos diferentes comportamentos e poderes destrutivos dependem da concentração de sedimentos e dos mecanismos dinâmicos dominantes no escoamento. Um esquema muito claro e compreensível da complexa classificação de debris flows, é a apresentada por Takahashi (2007) na Figura 2:

Figura 2 – Critério de existência de vários escoamentos de uma mistura de sólidos e fluidos. Retirado de Takahashi, 2007.

Os vários planos triangulares, ordenados em função da sua concentração, designam a importância que cada tipo de tensões no mecanismo dinâmico do debris flow, sendo que a cada vértice está associada um tipo de tensão e, junto destes, essa é a tensão dominante. Os lados dos triângulos representam, como indicado no esquema, o número de Reynolds, o número de Bagnold, e a profundidade relativa (h /dp). Na classificação de um debris flow dinâmico, quando o número de Bagnold é elevado e a profundidade relativa é pequena, estamos na presença de um stony debris flow e predominam as tensões de colisão das partículas, T c. Se ambos os números de Reynolds e Bagnold forem baixos, o debris flow é do tipo viscoso e predominam do escoamento as tensões de viscosidade, ou de corte, T fq. Por outro lado se o número de Reynolds e a profundidade relativa forem elevados, então o debris flow é do tipo lamacento, mais conhecido por muddy debris flow, ou simplesmente, mudflow, e predominam neste as tensões do tipo turbulento T t. É ainda de referir que quando as tensões de viscosidade são praticamente nulas, os escoamentos são apelidados geralmente de debris flows inérciais; por outro lado se para estas concentrações as tensões de colisão de partículas forem desprezável, então o debris flow é geralmente designado por hiperconcentrado.

A crescente concentração condiciona os mecanismos dinâmicos dos debris flows para concentrações sólidas no escoamento inferiores a 0.02 e não existirem partículas mais grosseiras o escoamento é essencialmente agua ou lama, existente apenas no lado do triângulo correspondente ao número de Reynolds, sendo que este traduz a importância das tensões de viscosidade face às de carácter turbulento, traduzindo o regime laminar ou turbulento do escoamento. Com o aparecimento de partículas mais grosseiras, em suspensão ou no leito, dependendo da turbulência e viscosidade do escoamento. Para concentrações mais elevadas, mas ainda inferiores à fronteira 0.2, o escoamento torna-se num debris flow imaturo, onde começam a dominar as tensões de colisão, mas apenas na parte mais abaixo da camada de mistura de partículas sólidas e água ou lama. Quando a concentração média de partículas se encontra entre os valores 0.2 e 0.5, o escoamento torna-se num debris flow dinâmico, sendo que as tensões dominantes são a tensão do tipo turbulento, tensões de viscosidade e tensões geradas pela colisão das partículas sólidas. Apenas para concentrações superiores, C > 0.5, se começam a registar tensões de Coulomb ou quasi-estáticas, T sq.

Gregoretti (2000 cit. in Lien, 2003) define um stony debris flow como uma mistura natural altamente concentrada de água e sedimentos, que se forma sempre que se verifica uma disponibilidade simultânea de água, sedimentos e um declive adequado (superior a 10°). Takahashi (2007) continua, dizendo que este contém geralmente partículas de grandes dimensões, acumuladas na frente do escoamento, onde a quantidade de água é pequena. Um muddy debris flow, embora possa transportar grandes pedras, é composto maioritariamente por cinzas e/ou partículas de tamanhos da mesma ordem grandeza, muito finas, e apresentam um tipo de escoamento caracterizável pela lei de Manning. A característica mais relevante dos debris flows viscosos, um escoamento de regime laminar, é a sua intermitência. Dezenas a centenas de pulsos podem-se desenvolver no mesmo evento de debris flow, separados de intervalos de umas dezenas de segundos, ou poucos minutos. Cada pulso, ou vaga enrola e rebenta como ondas na costa marítima. Um debris flow quasi-estático, comporta-se quase como um corpo rígido, mas a lubrificação causada pela água reduz em muito, como mencionado, o seu coeficiente de fricção, e é dominando mecanicamente pelas tensões de fricção de Coulomb.

Figura 3 – esquema de um debris flow. Retirado de Pierson, 1986

Prevenção de formação de Debris FlowsExistem duas maneiras de abordar os métodos e técnicas de mitigação deste fenómeno, a primeira encontra-se do lado da prevenção, e engloba todas as medidas que previnem ou evitam a formação de debris flows, e a segunda encontra-se do lado do controle e contenção do fenómeno, englobando métodos cuja função é a de conter ou conduzir o debris flow de maneira a que este tenha o menor impacto possível no dia-a-dia do ambiente que o rodeia, seja este humano ou natural.

As soluções de mitigação que tentam impedem a formação de debris flows são no geral caras, demoram bastante tempo a implementar e traduzem-se numa intervenção macroscópica na paisagem, e.g. a reflorestação de uma encosta despida, e requerem também uma eficiente articulação com uma grande variedade de outros departamentos, distintos dos que são normalmente solicitados para estudarem a problemática dos debris flows. Contudo, estas têm um retorno elevado de benefícios a longo prazo, pois estes mecanismos – na sua maioria naturais ou disfarçados como tal – impedem a erosão das encostas e evitam por vezes a construção de estruturas de controlo de debris flow com uma integração menos harmoniosa na paisagem.

Controlo e Contenção de Debris FlowsAs estruturas de contenção e controle do debris flow podem ser bastante atractivas do ponto de vista económico e podem também ser implementadas e activadas num curto período de tempo, embora com alguns custos de manutenção. A maioria destas soluções tenta quebrar o potencial impacto do debris flow, contendo até alguns de menor escala, e.g. a utilização de barreiras flexíveis ou barragens de retenção, ou tentando conduzir o debris flow para uma área onde não provocará danos, e.g. encanamento de cursos de água e muros condutores, ou muros-guia. O aspecto negativo claro deste tipo de abordagem é o facto de o debris flow chegar a acontecer, pelo que o transporte de sedimentos e a erosão das encostas não são minimizados, obrigando a uma inspecção regular dos trabalhos executados e uma limpeza pronta dos sedimentos após cada ocorrência de debris flow, exceptuando as estruturas dimensionadas para continuar a funcionar após se atingir a sua capacidade máxima de retenção de sedimentos, embora com significativa redução de eficiência. É fácil concluir que a solução óptima é aquela que combina os dois tipos de abordagem, aquela que consegue, de forma economicamente viável, impedir a devastação tanto das encostas e das montanhas como do ambiente existente a jusante.

Variáveis de projecto de Debris FlowA sequência de passos para o desenvolvimento de critérios de projecto de debris flows – nomeadamente forças de impacte e dependências geométricas da estrutura – conjuga uma série de grandes incertezas: dados históricos acessíveis de qualidade diferente, e ainda corrompidos devido a mudanças climáticas, mudanças da cobertura vegetal, mudanças das condições geomorfológicas e mudanças das condições hidráulicas. Todos estes efeitos devem ser tidos em consideração na preparação de critérios de projecto, senão é talvez melhor uma pessoa restringir-se ao uso dos modelos correntes extremamente simples (Proske et al., 2009).

Determinar o caudal de ponta do debris flow, QP, é crucial para a concepção de estruturas de controlo de debris flow, como as barragens de retenção, encanamento de cursos de água ou redes flexíveis, e também para determinar a altura livre de segurança por baixo de pontes. É possível calcular o caudal de ponta através de um problema inverso usando as velocidades na equação do vórtice forçado e em seguida multiplicando pela área da secção (Jakob et al., 2000). Foram também estabelecidas algumas relações empíricas entre o caudal de ponta e o volume de um debris flow (Mizuyama et al., 1992; Hungr et al., 1984, cit. in Rickenmann, 1999; Takahashi et al., 1994, cit. in Rickenmann, 1999). Tendo dois debris flows com diferentes tamanhos mas com as mesmas propriedades físicas e satisfazendo as condições de semelhança de Froude, as relações empíricas citadas permitem o uso da seguinte equação:

Q¿=0.1×M ¿5/6=0.1 M ¿

0.833

Onde Q¿=QP1/QP2, e M ¿=M1 /M 2 e os índices 1 e 2 indicam os dois debris flows de diferente escala.

Mizuyama et al. (1992) propuseram também, para um debris flow mais granular, a seguinte relação empírica (com base em dados japoneses) entre o caudal de ponta e o volume de sedimentos:

Qp=0.135V DF0.78

E do mesmo modo estabeleceram para os mudflows a seguinte relação empírica:

Qp=0.0188V DF0.79

Para um stony debris flow, uma vez determinado o respectivo caudal de ponta, é possível obter a velocidade média do escoamento e a sua altura a partir das equações (Takahashi, 2007):

U=( 25d p )

2 /5[ g sin θ0.02 {C+ (1−C ) ρ

σ }]1/5

{(C ¿

C )13−1}

2 /5

(QT

B )3 /5

h=( 25d p )

−2 /5[ g sinθ0.02 {C+

(1−C ) ρσ }]

−1 /5

{(C¿

C )13−1}

−2/5

(QT

B )2 /5

Mizuyama et al. (1993) concluíram que no processo de desenvolvimento de um debris flow em encostas declivosas, com inclinações superiores a cerca de 25⁰, este é melhor descrito na sua forma longitudinal pela semelhança de triângulos. A estas encostas pode ser aplicada a seguinte equação, em querendo saber a velocidade do debris flow:

uu¿

=6×( hd )−1

Onde u é a velocidade media do debris flow; u¿ a velocidade friccional; h, a altura do debris flow; e d o diâmetro representativo dos grãos. Mizuyama et al. (1993) acrescentam que para obter o caudal de ponta a partir da última equação, basta multiplicar a velocidade estimada pela altura do escoamento.

Julien e Paris (2010) apuraram três conclusões do seu estudo da velocidade média do debris flow aplicando o modelo turbulento: primeiro quando a altura do escoamento e a inclinação são conhecidas, a velocidade média do escoamento é aproximadamente 10u¿ e raramente exceed 30u¿; em segundo lugar quando o diâmetro médio das partículas também é conhecido, a velocidade média pode ser calculada usando:

v=5.75u¿ log hd50

,

E em terceiro lugar, aproximadamente 80% dos valores médios obtidos pela equação anterior encontram-se entre 50% e 200% dos valores de escoamento medidos in situ.

Alguns autores japoneses estudaram a relação entre o sedimento escoado superficialmente num debris flow e alguns outros factores inerentes à localização da ocorrência do debris flow (Mitzuhara, 1990 cit. in Takahashi, 2007). Existe uma tendência média nestes estudos que aponta para a seguinte relação:

Vout=1.14×104 Ad0.583

Onde Vout é o volume total em m3 de sedimentos transportado no debris, e Ad é a área da bacia em km2. No entanto, as áreas de formação de debris flow apresentam maiores declives, pelo que é considerado mais razoável usar estas áreas como o factor de relação. A equação anterior é então ajustada para áreas de declive superior a 15⁰ apresentando agora a forma:

Vout=1.46×104 A150.583

Existe também uma relação relevante entre o volume transportado e o volume de deslizamento de terras ocorridos na mesma bacia, traduzido na seguinte expressão:

Vout=6.59V la0.750

Onde V la é o volume de deslizamentos em m3. Esta relação sugere que se o volume de deslizamentos for superior a 2000 m3, então este é maior que o volume transportado, mas por outro lado, se o volume de deslizamentos é inferior a 2000 m 3, então o volume transportado pelo debris flow excede o produzido pelos deslizamentos na bacia dada.

Roth et al. (2004) sugerem, para o dimensionamento de barreiras flexíveis o cálculo da velocidade média da frente do escoamentov, usando os valores de caudal de ponta estimados previamente. Rickenmann (1999) propôs uma condição de regime para a relação entre a velocidade, o caudal de ponta e o declive, considerando a fricção. Nesta, S representa o gradiente do escoamento:

v=2.1Q p0.33S0.33

As linhas de orientação japonesas apontam uma equação de Manning-Strickler para determinar a velocidade média de escoamento (PWRI, 1988 cit. in Roth et al., 2004). O parâmetrond refere um pseudo coeficiente de Manning que se encontra tipicamente entre 0.05 s/m1/3 e 0.18 s/m1/3, enquanto os valores para o debris flow granular encontram-se entre 0.1 s/m1/3 e 0.18 s/m1/3.

v=( 1nd )h0.67S0.5

Devido à expulsão da água durante o impacto da frente de um debris flow contra uma barreira permeável, a barreira não é sujeita ao impacto da massa total do debris flow. O conceito de massa efectiva é introduzido como critério de projecto na estimativa da força de impacto de um debris flow em barreiras. Roth et al. (2004) testaram em Oregon, EUA, esta força de impacto em barreiras flexíveis, e concluíram que a massa efectiva, M , é definida pela expressão:

M=dQpT imp

Onde d é a densidade media do material transportado, Qp é o caudal de ponta do debris flow T imp é o tempo de travagem, ou tempo de impacto, i.e. o tempo em segundos decorrido entre o instante do impacto e a completa (i.e. máxima) deformação da barreira.

Roth et al. (2004) também sugerem a determinação da energia cinética através do uso da Lei da Energia Cinética, mas usando a massa efectiva do escoamento, sendo assim definida por:

Ekin=12M v2

Cujos valores variam entre 100 kJ e 3000 kJ quando estimados para o dimensionamento de barreiras flexíveis, comummente designadas apenas por redes. Roth et al. (2004) aplicaram a segunda lei de Newton na determinação da força de impacto nestas barreiras, assumindo uma força quasi-estática, e concluíram que esta pode ser expressa por:

FQS=2 Ekin / f

Onde f é a distância de travagem entre o ponto de primeiro impacto e o ponto de extensão máximo da rede.

Medidas de Mitigação de Debris Flows

Trabalhos de EncostaPorque os escoamentos do tipo debris flow são originados por deslizamentos de terra ou erosão de uma linha de água de declive acentuado, se for possível impedir a ocorrência destes acontecimentos, então teoricamente o debris flow nunca ocorrerá (Takahashi, 2007). O risco de formação de debris flow aumenta com a maior nudez das encostas, i.e. com a falta de florestação nas encostas, e com o aumento do escoamento superficial originado pela precipitação sobre as encostas. A falta de florestação incrementa os processos de erosão da superfície do solo devido à ausência de uma camada de cobertura vegetal que o proteja contra os factores erosivos, como o impacto directo da precipitação ou do vento, e também por não haver raízes que funcionem como ancoragens às camadas superficiais de solo. Takahashi (2007) diz que uma florestação apropriada, acompanhada de uma conservação cuidada desta, restringiria a formação de debris flows.

O efeito da vegetação na estabilidade de encostas manifesta-se de forma mecânica e hidrológica. Os factores mecânicos derivam da interacção física dos sistemas folhagem e/ou raízes com o solo, e os mecanismos hidrológicos são aqueles intrínsecos ao ciclo hidrológico que existem quando a vegetação está presente (Greenway, 1987 cit. in Kuriakose et al., 2006) e que contribuem na diminuição do escoamento superficial nas encostas. Kuriakose et al. (2006) Concluíram que, apesar dos efeitos hidrológicos da vegetação são cruciais na estabilidade a longo prazo das encostas, os mesmos efeitos são desprezáveis na estabilidade de encostas na ocorrência de chuvadas de excepcionalidade elevada. Mesmo assim, os efeitos mecânicos da vegetação, em especial a coesão induzida pelas raízes, são muito significativos na estabilidade de encostas (Kuriakose et al., 2006).

Encostas portuguesas propensas a fogos

Em Portugal, a exposição constante dos montes e encostas a incêndios limpa a sua superfície, deixando um grande volume de sedimentos vegetais, que aumentariam o transporte de sedimentos na ocorrência de um deslizamento. A elevada frequência destes incêndios em Portugal, em particular na Madeira, onde assumem uma regularidade anual – como mostra a Figura 4 – regista uma enorme taxa de devastação e desflorestação. Esta constante desflorestação enfraquece o solo das encostas e afecta a sua coesão, aumentando a probabilidade de deslizamentos quando se registam chuvadas intensas.

Figura 4 – Mapa de fogos Florestais na ilha da Madeira a 30 de Agosto de 2010, retirado de meteomadeira.blogspot.com

Uma florestação apropriada pode tornar-se numa boa oportunidade de intervenção paisagística, uma vez que proporciona a chance de repovoar a flora regional consumida pelo fogo, bem como um bom meio de integrar na paisagem outras estruturas de mitigação de debris flow que se opte por construir, e que de outra forma seriam visíveis e desequilibrariam a relação entre a paisagem natural e a moldada pelo homem.

Apesar das claras vantagens destas intervenções, há numerosos factores que contribuem para a dissuasão dos poderes locais quanto à sua implementação. O investimento económico destas medidas é em geral elevado, e é complicado implementá-las quando o estado de erosão do solo é gravoso. De acordo com Takahashi (2007) a reflorestação de uma encosta bastante erodida é muito difícil, senão impossível, e geralmente requer os seguintes procedimentos: impedir o movimento do solo superficial criando ou cortando degraus na encosta; adicionar solo fértil; reter água, e então plantar árvores que enraízem facilmente; e finalmente restituir à encosta a sua fisionomia florestal original. Tudo isto acrescido do facto de as espécies geralmente utilizadas nestas intervenções serem coníferas ou eucaliptos, pela sua capacidade de rápido crescimento, serem altamente combustíveis quando ocorrem incêndios, aumentando a sua intensidade e taxa de alastramento. Espécies mais adequadas seriam carvalhos ou outra Quercus, apresentando uma muito maior resistência ao fogo, mas estas têm o revés de serem de crescimento lento, pelo que seriam na sua maior parte ineficazes na prevenção de deslizamentos de terras enquanto estivessem numa idade juvenil.

Sistemas de drenagemEste tipo de intervenção pretende reduzir o escoamento superficial originado por acontecimentos de precipitação intensa, de maneira a prevenir os mecanismos de iniciação de formação de debris flows. Este método é geralmente implantado em conjunto com os trabalhos de encosta, devido à dimensão da intervenção paisagística. Usualmente traduz-se na instalação e manutenção de dispositivos de drenagem simples como mantas de fibras naturais biodegradáveis e geomats (mantas drenantes) – que visam impedir a erosão da superfície do solo, favorecer o rápido crescimento de uma manta vegetal e promover a infiltração de águas superficiais – redes de tubos drenantes e colectores, ou muros de retenção por forma a criar pequenas bacias de retenção e infiltração, e ainda pequenos muros-guia, com a intenção de dirigir o escoamento superficial. É de salientar que o dimensionamento destes dispositivos deve ser articulado com modelos e dados hidrológicos apropriados.

Outras vantagens são as de variabilidade e fácil obtenção no mercado face à sua vasta aplicação na construção e o facto de reduzir as condições de humidade do solo entre chuvadas, o que potencialmente se traduz numa redução da saturação da humidade no solo quando uma chuvada de carácter extraordinário ocorre.

Figura 5 – Trabalhos de encosta na bacia do rio Harihara, Japão. Retirado de Takahashi, 2007.

Groundshills e bed girdlesEstes são estruturas de consolidação do leito das encostas e são construídos para aumentar a estabilidade do leito de sedimentos contra escoamentos superficiais. Groundshills são estruturas escadeadas que criam pequenas quedas (degraus) entre o leito a montante e a jusante, como mostra a Figura 6:

Figura 6 – desenho esquemático de um leito composto por groundshills. Retirado de Takahashi, 2007.

A eficácia deste método foi estudada por Ashida et al. (1976, cit. in Takahashi, 2007), que concluíram através de experiências que a presença de groundshills em encostas onde debris flows pudessem potencialmente ocorrer, esta morfologia impediria a formação de um debris flow na ocorrência de uma cheia de pequena escala; mas Takahashi (2002, cit. in Takahashi, 2007) acrescenta que uma vez gerado o debris flow, esta morfologia do leito apenas aumentaria a sua escala. Conclui-se que esta seria portanto uma medida ineficaz em solos sujeitos a grandes escoamentos.

Bed girdles são de certa forma semelhantes aos groundshills mas sem criar as pequenas quedas entre os leitos de montante e jusante, e a sua descrição física assemelha-se a pequenas paredes verticais enterradas de forma a sustentar e serem sustentadas pela envolvente de solo. Takahashi et al. (1977, cit. in Takahashi, 2007) estudaram a eficácia e eficiência destes dispositivos, e determinaram uma relação entre a concentração de sedimentos e o espaçamento entre cada bed girdle, Lg – de forma a que vários bed girdles sejam dispostos em intervalos regulares como mostra a figura – através da qual os autores produziram as seguintes equações de dimensionamento:

Lg=D / tan (θ−15 ° )

lgLg

<2

Figura 7 – perfil esquemático de bed girdles. Retirado de Takahashi,

2007.

Porque Lg diminui com o aumento da declividade da encosta, a eficácia desta medida é mínima para encostas muito inclinadas, a menos que os bed girdles estejam muito próximos uns dos outros. Também Watanabe et al. (1980, cit. in Takahashi, 2007) concluíram através de experiências similares que os bed girdles reduziriam o volume total de sedimentos transportado, mas não tinham qualquer efeito na redução da altura da frente do debris flow.

Redes Flexíveis

Figura 8 – Rede flexivel com 5m de altura, Aobandoni, Japão. Retirado de Rorem, 2004

A principal vantagem de uma barreira flexível (ou redes), quando comparada com uma barragem de retenção, tanto do tipo aberto como fechado (vide barragens de retenção fechadas e abertas) é o seu peso e os materiais usados no seu fabrico serem significativamente menores. A instalação destas redes torna-se assim mais rápido e potencialmente menos caro que as outras soluções mencionadas, bem como o facto de requerem menos trabalhos de fundação. As barreiras flexíveis são também muito mais transparentes e por esse motivo integram-se melhor na paisagem natural. Alguns autores, como Roth et al. (2004), afirmam mesmo que os projectos de mitigação de debris flow mostram que as barreiras flexíveis são até mais 50% cost-efficient que soluções que passem por estruturas maciças.

Figura 9 – Barreira flexível de rede metálica na Austria. Retirado de Huebl & Fiebiger, 2005.

A instalação destas estruturas deve ser feita em locais onde a secção do escoamento seja a menor possível e onde o leito apresente a menor inclinação possível, para reduzir a velocidade de impacto e facilitar uma maior capacidade de retenção. A localização destes dispositivos deve também ser acessível, para garantir uma inspecção e manutenção regulares, e uma imediata limpeza e eventual reparação da rede após cada ocorrência de debris flow. Embora algumas dúvidas tenham sido levantadas no que toca à sua durabilidade (Mizuyama, 2008), estas têm sido utilizadas com uma elevada taxa de sucesso na Suíça e no Japão. Como acima mencionado, a velocidade da frente do debris flow tem de ser calculada para o seu dimensionamento.

Algumas redes mais comerciais (e.g. Geobrugg modelos VX e UX) estão limitadas a um volume de retenção máximo de 1000m3 e uma velocidade máxima de escoamento de cerca de 5 to 6 ms-1, embora redes maiores e mais resistentes possam ser adquiridas, considerando no seu dimensionamento maciços de betão e cabos de suporte mais resistentes (Rorem, 2004).

Considerar vários pulsos de debris flow no dimensionamento?

Como atrás mencionado o debris flow não ocorre num impacto único, mas desenvolve-se em pulsos ou vagas. Pelo facto de a primeira vaga apenas solicitar a barreira como uma carga dinâmica, mas as seguintes já apresentarem uma componente dinâmica e outra estática, á medida que a barreira se vai enchendo de forma regular, foi necessário estudar a receptividade da barreira aos pulsos seguintes ao primeiro. Roth et al. (2004) levaram a cabo estes estudos, concluindo que poderiam estabelecer um debris flow de projecto, em que considerariam que todo o volume transportado, pelos vários pulsos, seria levado em apenas um pulso, recomendando afectá-lo de um coeficiente igual a 1.0 para efeitos de dimensionamento. Os autores consideraram que a análise das energias totais indicava que a energia mais elevada seria expectável para um debris flow com apenas uma vaga, e que este facto é independente dos parâmetros do escoamento.

FARO & DEBFLOW softwares

Alguns softwares de simulação de impactos de debris flow têm vindo a ser criados por empresas que comercializam estruturas ou equipamentos de mitigação deste fenómeno, e.g. para as barreiras flexíveis os softwares FARO e DEBFLOW, que pretendem reduzir o custo de construção de protótipos e modelos experimentais. De qualquer modo, um software apresenta sempre uma maior versatilidade quanto a ensaios em condições especiais, bem como à definição das fronteiras espaciais destes para cenários individuais.

Figura 10 – Representação gráfica de uma simulação no software FARO. Retirado de Rorem, 2004

Barragens de retenção (fechadas)

Figura 11 – Sabo Dam situada em Einachgraben, Austria. Retirado de Huebl & Fiebiger, 2005.

As barragens de retenção (sabo dams)1, desempenham uma função de controlo e contenção de debris flows, retendo os sedimentos a montante até ao momento em que fica completamente cheia. A partir desse momento em diante, a barragem não é mais que um pequeno degrau, comparável a um bed girdle de maiores dimensões. Assumindo que o escoamento não galga a barragem, esta deve resistir ao impacto do pulso de debris flow, e reter a maior parte dos sedimentos transportados. Por este motivo, considerando que o escoamento apenas alcança em altura a altura cinética que possuía imediatamente antes do impacto, se a barragem for maior que esta altura, então o escoamento é parado e deposita os sedimentos atrás desta barreira (Takahashi, 2007). Este critério de dimensionamento é traduzido pela seguinte expressão:

DH cosθ≥hu+α 'Uu

2

2 gcosθ

Onde ’ é o coeficiente de Coriollis e Uu refere-se à velocidade média na secção do debris flow em aproximação. Os restantes termos da equação são apresentados na Figura 12:

1 Sabo é uma palavra japonesa que significa “prevenção do perigo causado por sedimentos”, usado em todo o mundo para designar este tipo de barragens.

Figura 12 – representação esquemática do depósito de sedimentos atrás de uma sabo dam. Retirado de Takahashi, 2007.

O processo de sedimentação atrás de uma sabo dam, quando esta se encontra cheia de sedimentos de outros pulsos de debris flow é descrito pela figura seguinte (Figura 13):

Figura 13 – processo de deposição de sedimentos após o enchimento da sabo dam. Retirado de Takahashi, 2007.

De acordo com Takahashi (2007) o declive da superfície γ0 vem dado pela equação:

tan γ0=C ¿ (σ−ρm ) tanφ

C ¿ (σ−ρm )+ ρm{1+0.52( q0

gdm3 )

13 }

Onde C ¿ é a concentração de partículas sólidas no seu arranjo mais denso, σ é a densidade media das partículas, ρm é a densidade aparente do fluido intersticial, dm é o diâmetro médio das partículas sólidas, e na qual o caudal por unidade de largura de um escoamento superficial de água apertado, q0, é obtido subtraindo o escoamento de água presa no depósito ao escoamento do debris flow, como descrito pela equação:

q0=q t (1−Cu )−( 1−Cu )Cuqt /C¿

Onde Cu é a concentração de sólidos do debris flow.

Barragens de retenção abertas

O grande senão das sabo dams do tipo fechado é a grande rapidez com que enchem a sua capacidade de retenção, apenas por cheias normais, e quando chega um debris flow ou um escoamento de elevada concentração de matéria sólida esta por vezes falha na sua função de contenção/controlo. Por outro lado, a interrupção do transporte normal e anual de sedimentos, e que seria inerente aos ciclos naturais da precipitação, pode causar grandes impactos e eventuais danos nos ecossistemas a jusante. O conceito de barragens sabo abertas emerge como uma resposta a estes problemas. Estas barreiras tem aberturas no seu corpo de modo a que não parem o transporte de sedimentos normal, e que parem apenas os sedimentos de maiores dimensões ou quando um transporte intenso de material sólido se verifica. Estas são geralmente classificadas ou categorizadas consoante o tipo de aberturas que apresentam.

Figura 14 – Sequência de barragens de retenção abertas em Salzburgo, Austria. Retirado de Huebl & Fiebiger, 2005.

Figura 15– Slot Dam com pequenas aberturas (slots), Austria. Retirado de Huebl & Fiebiger, 2005.

Barragens de Fendas ( Slit Dam )

Estas barragens apresentam grandes aberturas no seu corpo, com a forma de fendas ou rasgões, mas garantido que a proporção entre a soma da largura das aberturas e a largura da barragem é suficientemente pequena para despoletar o efeito de regolfo quando um debris flow ou uma cheia de grande escala ocorrem.

Figura 16 – Slit Dam na Austria. Retirado de Huebl & Fiebiger, 2005.

Estas aberturas permitem a deposição de sedimentos com dimensões menores às da largura das aberturas, devido à redução da velocidade do escoamento e ao efeito de clogging – quando duas partículas sólidas tentam passar pela abertura ao mesmo tempo e impedem a passagem uma da outra (Takahashi, 2007). A largura das aberturas impões uma restrição às partículas sólidas passantes, e a sua eficácia é garantida pela seguinte relação

ldmax

<1.5a2.0

onde l é a largura de cada abertura individual e dmax é o diâmetro máximo dos sedimentos no debris flow (Mizuiama et a. 1995) Watanabe et al., (1980), cit. in Lien (2003) consideraram simplesmente

ldmax

<2.0

Lien (2003) também descreve uma sequência de passos no dimensionamento de uma nova barragem de fendas:

1. Primeiro deve-se calcular o volume total de sedimentos através de uma de várias relações empíricas. O autor afirma que a fórmula de Takahashi (1997 cit. in Lien, 2003) devolve resultados razoavelmente bons, com uma relação aceitável entre valores previstos e registados, e foi já referida neste texto (vide “Variáveis de Projecto de Debris Flow”);

Figura 17 – Barragem de Fendas tipo. Retirado de Huebl & Fiebiger, 2005.

2. O autor considera uma altura de folga,H f , para prevenir o galgamento da barragem, e define-o através da relação:

H f ≥2dmax

3. É necessária neste pronto a recolha de dados de campo, informações sobre a largura do canal, B, a altura das margens, H b, o declive do leito, I 0=tanθ, o diâmetro máximo das partículas de sedimento, dmax, o coeficiente de fricção interna do solo, tanφ, a densidade do solo, ρ s, e a densidade da água, ρ.

4. Usando estas informações, é possível calcular a concentração de sedimentos,Ca, do escoamento antes de ele atravessar a barragem (Takahashi, 1991, cit. in Lien, 2003):

Ca=ρ tanθ

(ρs−ρ )¿¿5. Restringida pela folga adoptada, a altura, H , de um poste arbitrário será igual ou

inferior a: H ≤Hb+2dmax .6. Deve-se decidir sobre um valor aceitável para o espaçamento relativo l /dmax , obtendo

assim l. 7. Calcular o volume de sedimentos retido pela barragem, usando a expressão:

V m=12

BH 2

I 0−I donde H é a altura dos postes; B a largura do canal; I 0 é o declive do leito original;I d é o declive do leito após a ocorrência de deposição, e é aproximadamente igual a (2/3)I 0 (Food and Fertilizer Technology Center, 1995, cit. in Lien, 2003).

8. Atribuir um valor aceitável à taxa de armazenamento de sedimentos ST (0≤ST ≤1 ), e

obter a largura total das aberturas, ∑ l , através da equação:ST=4.39 ¿¿

Onde V a é o volume de sedimentos transportado que chega à barragem de fendas e mencionado neste texto anteriormente como V out (vide “Caudal de Projecto de Debris Flow”) e por este motivo não deve ser confundido com o volume que escapa da

barragem. Deve ser frisado que estas fórmulas foram obtidas empiricamente e são apenas válidas para o seguinte domínio experimental: l /dmax=0.90 5.60;

∑ l /B=0.45 0.85 ; V a/V m=0.40 5.00;9. Calcular o número de aberturas, n, e a largura que cada poste, W :

n=∑ ll

W=B−(n×l)n+1

Figura 18 – representação esquemática de uma slit dam. Retirado de Lien, 2003

Barragens de Grelha ( Grid-type Dams )

Nestas barragens, embora o tamanho de cada abertura seja menor que nas barragens de fendas, o rácio de aberturas para a largura da barragem é bastante elevado, e por este motivo não ocorre o efeito de regolfo. As barragens de grelha mais usuais são constituídas por uma grelha de barras cilíndricas de aço, e muito embora nem todas o sejam, o princípio de contenção é o mesmo, pelo que os critérios de dimensionamento desta são iguais para as outras. Ashida e Takahashi (1980, cit. in Takahashi, 2007) investigaram o espaçamento adequado entre barras, obtendo os seguintes critérios:

{ l sdmax

=1.5 2.0

¿lsdb

>2.0

Onde ls é o espaçamento entre barras; dmax é o diâmetro da máxima classe de tamanho das partículas acumuladas na frente do debris flow; e db é o diâmetro da máxima classe de tamanho das partículas acumuladas na frente de uma cheia normal. Embora dmax deva ser determinado por ensaios de campo sobre a distribuição granular do tamanho das partículas na bacia, db pode ser obtido aplicando a fórmula da tensão crítica de arrastamento. Mizuyama et al. (1995, cit. in Takahashi, 2007) determinaram que a eficiência do processo de retenção de sedimentos em barragens de grelha depende também da concentração de sedimentos e da

velocidade da frente do debris flow, como parece mostrar a sua análise de dados experimentais, presente na equação seguinte:

P=1−0.11( 1d95

−1)0.36

C−0.93

Onde P é a relação entre caudais de ponta com (Q pd) e sem a barragem (Qp), e descreve a taxa de redução imposta pela presença da barragem, e segundo Lien (2003) também é aplicável a barragens de fendas. Pode também ser definido na seguinte forma:

P=1−Q pd

Q p

Em termos de posicionamento, a barragem retém sedimentos da forma mais eficaz quando o debris flow já se formou, e como a ausência de sedimentos de dimensões da mesma ordem de grandeza das aberturas na frente do debris flow previne o efeito de clogging na grelha, posicioná-la demasiado a montante no canal não traz benefícios (Takahashi, 2007). Por outro lado, á medida que o debris flow se desenvolve para jusante, este tende a aumentar e, geralmente, tem mais água na sua constituição, pelo que a retenção na barragem fica condicionada.

Figura 19 – Barragem de Grelha no rio Ashida, Japão. Retirado de Huebl & Fiebiger, 2005.

Figura 20 – Alguns tipos de barreiras abertas. Retirado de Huebl & Fiebiger, 2005.

Muros-GuiaDa necessidade de proteger as comunidades situadas a jusante de linhas de água onde potencialmente ocorrem debris flows, surge o conceito de desvio do escoamento. Como o nome sugere, muros-guia são parede longas posicionadas de forma a desviar o escoamento – e não retê-lo – para uma área onde os seus efeitos não sejam tão danificantes para a população.

Figura 21 – Muro-guia situado no Luggauerbach, Salzburgo, Austria. Retirado de Huebl & Fiebiger, 2005.

Em termos de dimensionamento a altura do muro-guia é uma informação indispensável. Esta altura, Hmuro, tem de ser superior á soma da altura esperada da onda de choque, hsh, e da altura do depósito total de sedimentos (soma dos depósitos dos vários pulsos de debris flow), hdeposito:

Hmuro≥hsh+hdeposito

Takahashi (2007) experimentou um modelo composto por um canal de 10cm de largura, e 18° de declive, ligado a um plano de inundação com uma inclinação tal que o leito ao longo do

muro-guia seja igual a 7°, independentemente do ângulo de deflexão do muro. Os vários depósitos obtidos experimentalmente são os que mostra a Figura 22:

Figura 22 – depósitos de sedimentos do debris flow deflectido pelo muro. Retirado de Takahashi, 2007.

O modelo considera que o choque causado pela colisão do debris flow com o muro cresce com o aumento do ângulo de deflexão. Desta forma, o autor tentou calcular a altura da onda de choque por aplicação da fórmula de Ippen:

{hsh

hn=1

2 (√1+8 F r2sin2β1−1)

tan δ=tan β1 (√1+8F r

2sin2β1−3)2 tan β1+√1+8 F r

2sin2 β1−1

Onde hn é a altura normal do escoamento; hsh é a altura após o choque; β1 é o ângulo da onda de choque; δ é o ângulo de deflexão do muro-guia; F r é o número de Froude. Takahashi (2007) também conseguiu estabelecer uma relação empírica entre a deflexão e o máximo caudal que esta admite, como mostra a figura seguinte, que separa cada experiência com um símbolo diferente:

Figura 23 – máxima altura de debris flow versus ângulo de deflexão. Retirado de Takahashi, 2007.

AterrosUma outra solução será a construção de aterros (embankments2), semelhantes a diques ou ensecadeiras de pequenas dimensões. As suas dimensões médias rondam os 5m em altura com uma crista de poucos metros de largura, descendo em paramentos de declives próximos dos 60⁰. Estas estruturas são projectadas para absorver o impacto do debris flow e afastá-lo do seu percurso natural. No vale de Aosta (Itália) estes aterros foram enchidas com solo reforçado ou armado, i.e. solo compactado envolto numa malha de aço, e conectada em fatias com alturas não superiores a 1m. Uma secção típica destes aterros está apresentada na Figura 24. Di Pietro e Tinti (2008) apontam como vantagem do uso de solo reforçado o facto de para a mesma resistência ser possível obter menores dimensões da base, obtendo estruturas de menores dimensões e utilizando quantidades significativamente menores de enchimento. É patente que a incorporação de solo fértil dá a esta solução a capacidade de se misturar com a paisagem natural, mal a camada de vegetação se torna visível nos paramentos. Esta camada de vegetação também confere – como acima mencionado para os trabalhos de encosta – um incremento à resistência global do dispositivo, e da erosividade deste, através do enraizamento ou de outros métodos de fixação (Di Pietro & Tinti, 2008). A sua implementação no vale de Aosta foi feita nas encostas, numa disposição perpendicular às linhas de maior declive, e o facto de ser uma barreira intransponível pelas cheias sazonais naturais é resolvida, embora com eficiência discutível, pela colocação de colectores no pé do paramento de montante.

2 Na bibliografia inglesa.

Figura 24 – secção tipo de um aterro. Retirado de Di Pietro & Tinti, 2008.

No vale de Aosta o dimensionamento de aterros na mitigação de debris flow foi desenvolvido sobre uma hipótese algo conservativa: estas deviam suportar o impacto dinâmico da colisão de uma massa, segundo a teoria de Kar (Kar et al.,1978 cit in Di Pietro & Tinti, 2008), baseada no cálculo da penetração de uma massa (rocha) no impacto contra a parede de um aterro, dada pela expressão:

Z=27183√Y

∙N ∙( EEs )1.25

∙ Pd2.31 ∙( V

1000 )1.25

Onde Y é a resistência à compressão do solo; N é o factor de forma (1 sendo pontiagudo – 0.72 sendo liso); E é o módulo de elasticidade da rocha [kN/m²]; E s é o módulo de elasticidade do aço (assumido 206850 · 10³ [kN/m²]); P é o peso da rocha (assumido igual a 2000 [kg]); V é a velocidade de impacto (a sua componente horizontal), e ainda:

Z=( z2d )

2

, para zd≤2 e Z= z

d−1 , para

zd≥2

Também a resistência do solo foi determinada Segundo o critério de rotura para solo reforçado proposto por Kawamura et al. (2000, cit. in Di Pietro & Tinti, 2008) e representado pela equação seguinte:

τ=c+Pr

A s∙ (sin ξ ∙ tanφ+cosξ )+(1+β )∙ σ n∙ tan φ

Onde ξ é o ângulo do plano de rotura com a horizontal; φ é o ângulo de atrito interno do solo; β é o factor de confinamento, adoptado no intervalo 0.2 0.4 para entrar em linha de conta com o efeito da resistência à expansão imposta ao enchimento granular.

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