Dissertação de Mestrado
ANÁLISE PARAMÉTRICA DO REGIME DE
FLUXO NUMA BARRAGEM DE TERRA
ASSENTE EM SOLOS PERMEÁVEIS.
ESTUDO DE CASO: PCH CANOA
QUEBRADA
AUTOR: STÉFANO DE AMORIM MIRANDA
ORIENTADOR: Prof. Dr. Romero César Gomes (UFOP)
M672a Miranda, Stéfano de Amorim.
Análise paramétrica do regime de fluxo numa barragem de terra assente em solos permeáveis [manuscrito] : estudo de caso PCH Canoa Quebrada. / Stéfano de Amorim Miranda - 2009.
xvi, 178f.: il., color.; grafs.; tabs.; mapas.
Orientador: Prof. Dr. Romero César Gomes.
Dissertação (Mestrado) - Universidade Federal de Ouro Preto. Escola de Minas. NUGEO.
Área de concentração: Geotecnia de barragens.
1. Barragens de terra - Teses. 2. Simulação numérica - Teses. 3. Geotecnia - Teses. I. Universidade Federal de Ouro Preto. II. Título.
DEDICATÓRIA
AGRADECIMENTOS
À Energisa, que me abriu suas portas no ano 2000 e ao longo desses anos vem proporcionando a oportunidade de praticarmos a bela arte da engenharia, além do incentivo ao desenvolvimento profissional.
À Atiaia Energia (Grupo Cornélio Brennand), em especial José Roberto Faro, pela oportunidade do trabalho e cessão dos dados e informações que subsidiaram toda a pesquisa, sem as quais esta dissertação não se concretizaria.
À MEK Engenharia e Consultoria Ltda, especialmente ao Mohy Eldin Kamel, pelo apoio à dissertação e cessão dos dados que subsidiaram a elaboração do projeto.
À José Antônio da Silva Marques (in memorian), nosso grande chefe Zetunin, por
acreditar no nosso trabalho e incentivar a busca contínua por conhecimento.
Aos colegas da Energisa, especialmente aos engenheiros Antônio Elízio de Oliveira, pelo incentivo e apoio, viabilizando minha participação no mestrado; Ricardo Ivan Bicudo, pelo incentivo e primeiros ensinamentos em Geotecnia; Antônio Amaro e Alexandre Frizoni, pela convivência amiga ao assumirem minhas funções nos períodos em que estive ausente devido ao mestrado; Alberico Dutra de Siqueira Filho, por compreender algumas ausências ao trabalho para cumprimento dos compromissos finais do curso; José Maria de Almeida, meu primeiro chefe, que antes dos ensinamentos iniciais na prática de engenharia me fez, através de sua postura e ações, continuar acreditando em simplicidade e honestidade; e finalmente ao Ari de Melo Brito, que acreditou no meu “potencial hidroenergético”, me ensinando, nas obras pelas quais passamos, a base dos meus conhecimentos em PCHs.
Ao professor Romero César Gomes, meu orientador, pela forma como abraçou o tema dentro da sua vasta experiência com barragens e pela orientação e incentivo na elaboração desta dissertação.
Ao professor Saulo Gutemberg pelo apoio, amizade e oportunidade de trocar valiosas experiências.
RESUMO
A construção de sistemas hidrelétricos nas regiões centrais do país se depara com condições geológicas distintas daquelas comumente encontradas, por exemplo, em obras realizadas na região sudeste. Caso específico refere-se ao projeto de implantação da PCH Canoa Quebrada, situada na região central do estado do Mato Grosso. O sítio da barragem é caracterizado por um terraço aluvionar de solos arenosos ou areno-argilosos com camadas de pedregulhos e elevados coeficientes de condutividade hidráulica, da ordem de 5x10-6 a 10-7 m/s.
O presente trabalho teve por objetivo a avaliação da influência dominante de um depósito de elevada condutividade hidráulica no comportamento do fluxo através das fundações de uma barragem de terra. Neste propósito, foram resgatados vários casos de obras nesta condição de projeto e desenvolvido um amplo estudo dos dados de instrumentação geotécnica da barragem, que subsidiaram a proposição de um modelo de comportamento de fluxo para o estudo de caso analisado. A definição deste modelo foi fundamentada no levantamento, organização e análise dos dados utilizados para o desenvolvimento do projeto em suas diversas fases, nos ensaios de controle de qualidade realizados durante a construção da barragem e nas leituras da instrumentação geotécnica da fase inicial de operação.
ABSTRACT
The construction of hydroelectric systems in the central regions of the country comes across geological conditions different from those commonly found, for example, in works accomplished in the southeast region. Particular case refers to the project of implantation of PCH Canoa Quebrada, located in the central region of the state of the Mato Grosso. The site of the dam is characterized by a terrace of alluvial sandy soils or sandy-clay with layers of pebbles and high coefficients of hydraulic conductivity, of the order of 5x10-6 a 10-7 m/s
The present work had for objective the evaluation of the dominant influence of a deposit of high hydraulic conductivity in the behavior of the flow through the foundations of an earth dam. In this purpose, several cases of works were rescued in this project condition and developed a wide study of the data of geotechnical instrumentation of the dam, that they subsidized the proposition of a model of flow behavior for the study of analyzed case. The definition of this model was based on research, organization and analysis of the data used for the development of the project in your several phases, in the rehearsals of quality control accomplished during the construction of the dam and in the readings of the geotechnical instrumentation of the initial phase of operation.
Lista de Figuras
Página CAPÍTULO 1
Figura 1.1 – Matriz energética brasileira (EPE, 2009) 1
CAPÍTULO 2
Figura 2.1 – Mecanismo de ocorrência de piping (Oliveira e Brito, 1998). 13 Figura 2.2 – Barragem de Fontenelle (EUA): ocorrência de piping em 1965. 13 Figura 2.3 – Barragem de Teton (EUA): ocorrência de piping em 1976. 13 Figura 2.4 – Trincheira de vedação na fundação de barragens de terra. 17 Figura 2.5 – Execução de trincheira de vedação na PCH Canoa Quebrada. 19 Figura 2.6 – Parede diafragma na fundação de barragens de terra. 20 Figura 2.7 – Tapete de impermeabilização na fundação de barragens de terra. 23 Figura 2.8 – Etapas executivas de injeção tipo jet grouting. 26 Figura 2.9 – Detalhe de uma coluna de jet grouting com 2,5 m de diâmetro. 27 Figura 2.10 – Execução de tapete drenante tipo sanduíche em Canoa Quebrada. 28 Figura 2.11 – Seção típica de poços de alívio associados a trincheira drenante na
fundação de barragens de terra. 30
Figura 2.12 – Poços de alívio no pé de jusante de barragem (Cruz, 2007). 31 Figura 2.13 – Ruptura da barragem de Baldwin Hills (1963). 33 Figura 2.14 – Barragem de Porto Primavera (Cruz, 1996). 34 Figura 2.15 – Seção típica da barragem de Curuá-Una (Saré, 2003). 35 Figura 2.16 – Barragem de Rio Casca III (Cruz, 1996). 38 Figura 2.17 – Arranjo geral da PCH Garganta da Jararaca (Corrêa, 2006b). 39 Figura 2.18 – Piezometria da barragem de Água Vermelha (Silveira, 2006). 42 Figura 2.19 – Barragem de Pedra Redonda (Cruz, 1996). 44 Figura 2.20 – Região do leito do rio e da OD da barragem de Três Marias. 46
CAPÍTULO 3
Figura 3.1 – Mapa de localização da PCH Canoa Quebrada 48
Figura 3.2 – Arranjo geral da PCH 49
Figura 3.9 – Resultados dos ensaios de infiltração executados em furos de sondagem durante a fase do Projeto Básico (NACON, 2000) 59 Figura 3.10 – Resultados dos ensaios de infiltração executados durante a fase de
Consolidação do Projeto Básico: Eixo 1 (PROGEO, 2004) 60 Figura 3.11 – Resultados dos ensaios de infiltração executados durante a fase de
Consolidação do Projeto Básico: Eixo 2 (PROGEO, 2004) 61 Figura 3.12 – Locações das sondagens executadas no sítio da PCH 62 Figura 3.13 – Curvas granulométricas dos materiais coletados na região do eixo e na
área do reservatório 64
Figura 3.14 – Curvas granulométricas dos materiais das áreas de empréstimo 65 Figura 3.15 – Resultados dos ensaios de plasticidade dos solos locais 65 Figura 3.16 – Resultados dos ensaios de compactação (MEK, 2006c). 66 Figura 3.17 – Resultados dos ensaios de teor de umidade natural (MEK, 2006c). 67 Figura 3.18 – Condutividade hidráulica nos ensaios de adensamento do solo 68 Figura 3.19 – Envoltórias das resistências ao cisalhamento (MEK, 2006c) 69 Figura 3.20 – Faixas granulométricas para filtros de areia natural (MEK, 2006a). 71 Figura 3.21 – Primeira etapa: rio no leito natural (MEK, 2004). 73 Figura 3.22 – Segunda etapa: rio desviado pelas adufas (MEK, 2004). 74 Figura 3.23 – Construção da barragem de terra no leito do rio Verde 75 Figura 3.24 – Locação do sistema de rebaixamento do lençol freático 76 Figura 3.25 – Etapas construtivas do diafragma plástico 77 Figura 3.26 – Clamshell montado em guindaste convencional sobre esteira 78
Figura 3.27 – Construção de mureta guia para as escavações 79 Figura 3.28 – Regularização da fundação com concreto após nivelamento prévio 80 Figura 3.29 – Ensecadeiras e fundação da barragem no leito do rio 82 Figura 3.30 – Ensecadeira de jusante construída em solo com seixo rolado 82 Figura 3.31 – Solo com seixos rolados utilizado na ensecadeira de jusante 83 Figura 3.32 – Ruptura do talude interno da ensecadeira de jusante 83
CAPÍTULO 4
Figura 4.1 – Geometria e dimensões do vertedouro triangular 87 Figura 4.2 – Geometria e dimensões dos marcos superficiais 88 Figura 4.3 – Geometria e dimensões dos indicadores de NA 89 Figura 4.4 – Geometria e dimensões dos piezômetros de tubo aberto 90 Figura 4.5 – Piezômetro elétrico tipo corda vibrante modelo EPP-30V 91 Figura 4.6 – Locação da instrumentação instalada na OD e leito do rio 92 Figura 4.7 – Locação da instrumentação instalada na ombreira esquerda 93
Figura 4.8 – Seção instrumentada A 94
Figura 4.9 – Registros e evolução do nível d’água no medidor INA-11 94 Figura 4.10 – Registros e evolução das poropressões no medidor PZA-01 95
Figura 4.11 – Seção instrumentada B 95
Figura 4.16 – Poropressões nos piezômetros PZE-04, PZE-05 e PZE-06 99 Figura 4.17 – Poropressões nos piezômetros PZE-07, PZE-09 e PZE-10 100
Figura 4.18 – Seção instrumentada E 101
Figura 4.19 – Poropressões nos piezômetros PZA-04, PZA-05 e PZE-13 101
Figura 4.20 – Seção instrumentada F 102
Figura 4.21 – Seção instrumentada G 103
Figura 4.22 – Poropressões nos piezômetros PZE-18, PZE-19, PZE-21 e PZE-22 104
Figura 4.23 – Seção instrumentada H 105
Figura 4.24 – Evolução das poropressões no piezômetro PZE-24 106
Figura 4.25 – Seção instrumentada I 106
Figura 4.26 – Evolução dos níveis d’ água no medidor INA-16 107 Figura 4.27 – Evolução dos níveis d’água medidos pelos INA’s 108 Figura 4.28 – Poropressões no tapete drenante medidas pelos piezômetros 108 Figura 4.29 – Poropressões no tapete drenante medidas pelo PZE-08 (Seção D) 109 Figura 4.30 – Poropressões medidas pelos piezômetros no maciço da barragem 110 Figura 4.31 – Poropressões medidas pelos piezômetros na fundação da barragem 111 Figura 4.32 – Poropressões medidas pelos piezômetros na fundação da barragem 112
CAPÍTULO 5
Figura 5.1 – Seção de referência adotada nas análises numéricas de fluxo 115 Figura 5.2 – Domínio e fronteiras limites da fundação 116 Figura 5.3 – Condição de contorno na face de montante: carga do reservatório 117 Figura 5.4 – Condição de contorno na face de jusante: carga do remanso do rio 117 Figura 5.5 – Simulação I: distribuição das poropressões 120 Figura 5.6 – Simulação I: distribuição das equipotenciais 121 Figura 5.7 – Simulação II: distribuição das poropressões 123 Figura 5.8 – Simulação II: distribuição das equipotenciais 124 Figura 5.9 – Simulação III: distribuição das poropressões 125 Figura 5.10 – Barragem sem Cortina: rede de fluxo 128 Figura 5.11 – Barragem sem Cortina: distribuição das poropressões 129 Figura 5.12 – Barragem sem Cortina: perfis de poropressões 129 Figura 5.13 – Barragem sem Cortina: distribuição dos gradientes hidráulicos 130 Figura 5.14 – Barragem sem Cortina: perfil dos gradientes hidráulicos 130 Figura 5.15 – Cortina no eixo da barragem: distribuição das poropressões 131 Figura 5.16 – Cortina no eixo da barragem: perfis de poropressões 132 Figura 5.17 – Cortina no eixo da barragem: perfil dos gradientes hidráulicos 132 Figura 5.18 – Cortina no eixo da barragem: gradientes hidráulicos 133 Figura 5.19 – Cortina no eixo da barragem: vazões em função das profundidades 134 Figura 5.20 – Cortina 0,5H a montante: rede de fluxo 136 Figura 5.21 – Cortina 0,5H a montante: distribuição das poropressões 137 Figura 5.22 – Cortina 0,5H a montante: perfis de poropressões 138 Figura 5.23 – Cortina 0,5H a montante: distribuição dos gradientes hidráulicos 138 Figura 5.24 – Cortina 0,5H a montante: vazões em função das profundidades 139
Figura 5.27 – Dupla cortina: vazões em função das profundidades 142 Figura 5.28 – Barragem com ensecadeiras em solo compactado: resultados das
simulações numéricas 143
Figura 5.29 – Simulações numéricas dos casos estudados: variações de poropressões (cortinas com profundidade de penetração igual a 0,5H) 144 Figura 5.30 – Simulações numéricas dos casos estudados: variações dos gradientes
Lista de Tabelas
Página CAPÍTULO 2
Tabela 2.1 – Classificação dos ensaios de condutividade hidráulica (ABGE, 1996). 9 Tabela 2.2 – Eficiência da cortina de injeção: Estacas 174 e 189 (Silveira, 2006) 43 Tabela 2.3 – Eficiência da cortina: Estacas 197+05 e 199+05 m (Silveira, 2006) 43
CAPÍTULO 3
Tabela 3.1 – Programa de sondagens executadas no sítio da PCH 62 Tabela 3.2 – Resultados dos ensaios de adensamento do solo (MEK, 2006c). 68 Tabela 3.3 – Parâmetros de resistência ao cisalhamento dos materiais de áreas de
empréstimo (MEK, 2006c) 69
Tabela 3.4 – Condutividade hidráulica dos materiais da barragem (MEK, 2006a) 72
CAPÍTULO 4
Tabela 4.1 – Dados gerais da instrumentação da barragem 86
CAPÍTULO 5
Lista de Símbolos, Nomenclatura e Abreviações
A Área
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas c’ Coesão efetiva
D15b Diâmetro de 15% passando – Base
D15f Diâmetro de 15% passando – Filtro
D50b Diâmetro efetivo – Base
D50f Diâmetro efetivo – Filtro
D85b Diâmetro de 85% passando – Base
e Índice de vazios
h Altura
i Gradiente hidráulico ic Gradiente hidráulico crítico
INA Indicador de nível d’água j Força de percolação
k Coeficiente de permeabilidade
kh Coeficiente de permeabilidade horizontal
kv Coeficiente de permeabilidade vertical
L Comprimento
ME Margem esquerda
MS Marco superficial MV Medidor de vazão
N Número de golpes SPT
OD Ombreira direita
PCH Pequena Central Hidrelétrica PZA Piezômetro de tubo aberto
PZE Piezômetro elétrico tipo corda vibrante
Q Vazão
u Poropressão
V Volume
w Teor de umidade
wot Teor de umidade ótima
ø’ Ângulo de atrito efetivo
γ’ Peso específico submerso γw Peso específico da água ρ’ Massa específica submersa
σ Tensão normal
σv Tensão vertical
Lista de Anexos
Índice
Página CAPÍTULO 1 – INTRODUÇÃO
1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS 1
1.2 OBJETIVOS 2
1.3 ESTRUTURAÇÃO DA DISSERTAÇÃO 3
CAPÍTULO 2 – BARRAGENS DE TERRA E FUNDAÇÕES PERMEÁVEIS
2.1 INTRODUÇÃO 6
2.2 CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA DE SOLOS PERMEÁVEIS 7
2.3 FORÇAS DE PERCOLAÇÃO 10
2.3.1 Liquefação 11
2.3.2 Erosão interna regressiva (piping) 12
2.3.3 Subpressões elevadas 15
2.4 CONTROLE DA PERCOLAÇÃO EM FUNDAÇÕES PERMEÁVEIS 15 2.4.1 Controle da percolação através de sistemas de vedação 17 2.4.1.1 Trincheira de vedação (cut-offs) 17
2.4.1.2 Paredes diafragma 20
2.4.1.3 Tapetes de impermeabilização 22
2.4.1.4 Injeções 24
2.4.1.5 Jet Grouting 26
2.4.2 Controle da percolação através de sistemas de drenagem 27
2.4.2.1 Tapetes drenantes 28
2.4.2.2 Trincheira drenante 29
2.4.2.3 Drenos de pé 29
2.4.2.4 Poços de alívio 30
2.4.2.5 Bermas drenantes de jusante 31 2.5 EXEMPLOS DE BARRAGENS SOBRE FUNDAÇÕES PERMEÁVEIS 32
2.5.1 Barragem de Baldwin Hills 32
2.5.2 Barragem de Porto Primavera 33
2.5.3 Barragem de Curuá-Una 34
2.5.4 Barragem do Rio Casca III 37
2.5.5 Barragem de Xavantes 38
2.5.6 Barragem de Garganta da Jararaca 39
2.5.7 Barragem de Pichi-Picun-Leufu 41
2.5.8 Barragem de Água Vermelha 42
2.5.9 Barragem de Pedra Redonda 44
CAPÍTULO 3 – ESTUDO DE CASO: BARRAGEM DA PCH CANOA QUEBRADA
3.1 HISTÓRICO DO EMPREENDIMENTO 47
3.2 LOCALIZAÇÃO E ARRANJO GERAL 48
3.3 ASPECTOS HIDROLÓGICOS, GEOLÓGICOS E GEOTÉCNICOS 52
3.3.1 Hidrologia da Área 52
3.3.2 Geologia regional 52
3.3.3 Condicionantes geotécnicos no sítio da barragem 53
3.3.4 Materiais naturais de construção 57
3.4 INVESTIGAÇÕES GEOTÉCNICAS NO SÍTIO DA PCH 58
3.4.1 Sítio do Barramento 59
3.4.2 Áreas de Empréstimo 63
3.4.3 Materiais granulares para filtros e transições 69
3.5 ASPECTOS CONSTRUTIVOS 73
3.5.1 Etapas construtivas 73
3.5.2 Rebaixamento do lençol freático 75
3.5.3 Diafragma plástico 76
3.5.4 Tratamentos adicionais de fundação 80
3.5.5 Ensecadeiras 81
3.5.6 Escavações 84
CAPÍTULO 4 – ANÁLISE DOS RESULTADOS DA INSTRUMENTAÇÃO DA BARRAGEM DA PCH CANOA QUEBRADA 4.1 INTRODUÇÃO 85
4.2 DESCRIÇÃO DOS INSTRUMENTOS 87
4.2.1 Medidor de vazão (MV) 87
4.2.2 Marcos superficiais (MS) 88
4.2.3 Indicador de nível d’água (INA) 88
4.2.4 Piezômetro de tubo aberto (PZA) 90
4.2.5 Piezômetro elétrico tipo corda vibrante (PZE) 91
4.3 SEÇÕES INSTRUMENTADAS E SEUS RESULTADOS 91
4.3.1 Seção A – Ombreira Direita, Estaca 12+0,00 m 94
4.3.2 Seção B – Ombreira Direita, Estaca 18+0,00 m 95
4.3.3 Seção C – Ombreira Direita, Estaca 22+0,00 m 97
4.3.4 Seção D – Leito do Rio, Estaca 25+0,00 m 98
4.3.5 Seção E – Leito do Rio, Estaca 28+0,00 m 100
4.3.6 Seção F – Ombreira Esquerda, Estaca 31+13,20 m 102
4.3.7 Seção G – Ombreira Esquerda, Estaca 34+10,00 m 103
4.3.8 Seção H – Ombreira Esquerda, Estaca 38+0,00 m 105
4.3.9 Seção I – Ombreira Esquerda, Estaca 41+0,00 m 106
4.4 RESULTADOS GERAIS DA INSTRUMENTAÇÃO 107
4.4.1 Indicadores de nível d’água 107
4.4.2 Piezômetros instalados no tapete drenante da barragem 108
CAPÍTULO 5 –ANÁLISE NUMÉRICA DO FLUXO ATRAVÉS DA FUNDAÇÃO DA BARRAGEM DA PCH CANOA QUEBRADA
5.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS 113
5.2 DEFINIÇÃO DOS DADOS DE ENTRADA 114
5.2.1 Geometria 114
5.2.2 Condições de contorno 116
5.2.3 Condutividade hidráulica dos materiais de construção e de fundação 118
5.3 CALIBRAÇÃO E VALIDAÇÃO DO MODELO 119
5.3.1 Simulação I: Regime de fluxo com função condutividade hidráulica constante e anisotropia do maciço da barragem tal que kh=1,3kv 120
5.3.2 Simulação II: Regime de fluxo com função condutividade hidráulica variável e anisotropia do maciço da barragem tal que kh=1,3kv 123
5.3.3 Simulação III: Regime de fluxo com função condutividade hidráulica variável e anisotropia do maciço da barragem tal que kh=5kv 125
5.3.4 Modelo de fluxo adotado 126
5.4 ANÁLISES PARAMÉTRICAS DOS MODELOS DE FLUXO 127
5.4.1 Barragem sem cortina plástica 128
5.4.2 Cortina plástica implantada no eixo da barragem 130 5.4.3 Cortina plástica implantada 0,5H a montante do eixo da barragem 135 5.4.4 Dupla cortina: no eixo e a 0,5H a montante do eixo da barragem 140 5.4.5 Barragem sem cortina e com ensecadeiras de solo compactado 143 5.4.6 Correlação geral dos resultados obtidos nas diferentes simulações 144 CAPÍTULO 6 – CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS
6.1 SÍNTESE DO ESTUDO E PRINCIPAIS CONCLUSÕES 147
6.2 SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS 149
C
C
AAPPÍÍTTUULLOO1
1
INTRODUÇÃO
1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS
A contribuição da energia hidráulica na matriz energética nacional é da ordem de 14%, (Figura 1.1), com 45,3% sendo correspondentes a fontes de energia renováveis. Em 2008, a oferta interna de energia no Brasil cresceu 5,6%, atingindo 252,2 milhões de toneladas equivalentes de petróleo (EPE, 2009).
Apesar da grande extensão territorial do nosso país e da abundância de recursos energéticos, grande parte destes recursos se localiza em regiões pouco desenvolvidas, distantes dos grandes centros consumidores. Promover o desenvolvimento econômico-social dessas regiões e garantir o suprimento energético das regiões mais desenvolvidas são alguns dos desafios da engenharia brasileira. Por outro lado, a construção de sistemas hidrelétricos nas regiões centrais do país se depara com condições geológicas distintas daquelas comumente encontradas, por exemplo, em obras realizadas na região sudeste.
No caso específico do centro-oeste brasileiro, a geologia regional é marcada pela ocorrência de arenitos com diferentes comportamentos geotécnicos. Assim, do ponto de vista geotécnico, torna-se de fundamental relevância o conhecimento das restrições geológico-geotécnicas locais para a implantação de projetos hidroenergéticos, bem como a disponibilidade de novas tecnologias para viabilizar os pré-requisitos técnicos, econômicos e ambientais destes empreendimentos.
Caso específico refere-se ao projeto de implantação da PCH Canoa Quebrada, situada no rio Verde, na divisa dos municípios de Lucas do Rio Verde e Sorriso, região central do estado do Mato Grosso. O sítio da barragem é caracterizado por um terraço aluvionar, conformando um depósito de grande espessura, constituído por solos arenosos ou areno-argilosos e por camadas de pedregulhos, com compacidade crescente com a profundidade, variando desde fofa a muito compacta, e coeficientes de condutividade hidráulica, obtidos em ensaios de infiltração realizados na área, entre 1,6x10-5 e 3,5x10-7 m/s, concentrando-se na faixa de 5x10-6 a 10-7 m/s.
1.2 OBJETIVOS
Visando o controle das vazões percoladas através da fundação fortemente permeável, além da adoção um tapete horizontal tipo sanduíche no espaldar de jusante da barragem, implantou-se também um diafragma plástico na região das estruturas e nas fundações das barragens de terra da ombreira esquerda (entre as estacas 33+0,00 m e 37+15,00 m) e direita (entre as estacas 18+15,00 m e 25+15,00 m), em diferentes etapas da barragem.
Neste propósito, foram resgatados vários casos de obras nesta condição de projeto e desenvolvido um amplo estudo dos dados de instrumentação geotécnica da barragem (essencialmente os dados piezométricos disponíveis), que subsidiaram a proposição de um modelo de comportamento de fluxo para o estudo de caso analisado. A definição deste modelo foi fundamentada no levantamento, organização e análise dos dados utilizados para o desenvolvimento do projeto em suas diversas fases, nos ensaios de controle de qualidade realizados durante a construção da barragem e nas leituras da instrumentação geotécnica da fase inicial de operação.
Com base neste modelo previamente calibrado, foram implementadas simulações numéricas compreendendo análises paramétricas do regime de fluxo nas fundações da barragem em diversas situações, considerando a presença ou não de cortinas plásticas de vedação, sob diferentes concepções.
1.3 ESTRUTURAÇÃO DA DISSERTAÇÃO
A presente dissertação foi organizada em seis capítulos que buscam sintetizar a temática geral do assunto, o estudo de caso abordado e as simulações numéricas implementadas para a avaliação de fluxo em barragens com fundações muito permeáveis.
O Capítulo 1 apresenta a síntese geral da proposta desenvolvida, os principais objetivos da pesquisa e a estruturação da dissertação.
São apresentados os conceitos gerais envolvendo forças de percolação, avaliação da quantidade de água de percolação que pode ser admitida pelo conjunto maciço-fundação e os tipos e abrangências de sistemas de tratamento de fundações de barragens assentes em solos permeáveis. Adicionalmente, são apresentados diversos exemplos de projetos de barragens desta natureza construídas no Brasil e em outros países.
O Capítulo 3 apresenta o estudo de caso do projeto da barragem da PCH Canoa Quebrada, assente sobre um espesso depósito de solos muito permeáveis, descrevendo as principais características do projeto, o histórico do empreendimento, os principais condicionantes da geologia regional e local, os resultados das investigações geotécnicas da área e os principais aspectos construtivos da implantação da barragem.
No Capítulo 4 é apresentado o plano de instrumentação da barragem. São mostrados os instrumentos utilizados e sua locação nas diversas seções de controle, os dados obtidos pela instrumentação durante a fase de construção da barragem e os primeiros meses de operação, além de uma avaliação geral do desempenho da instrumentação de auscultação, instalada ao longo de nove seções para as barragens da ombreira direita e leito do rio e para a barragem da ombreira esquerda. No capítulo, estas seções são detalhadas em termos das análises dos dados apenas dos indicadores de nível d’água e dos piezômetros, uma vez que o número de medições realizadas nos medidores de vazão e marcos superficiais foram reduzidas dentro do período analisado. As análises subsidiaram a aferição do modelo matemático aplicado às simulações do fluxo pela fundação.
desenvolvido pela Geo-Slope International Ltd, baseada no método dos elementos finitos.
C
C
AAPPÍÍTTUULLOO2
2
BARRAGENS DE TERRA E FUNDAÇÕES PERMEÁVEIS
2.1 INTRODUÇÃO
Barragens de terra, dentre os diversos tipos existentes, constituem as estruturas de barramento mais comuns, principalmente porque sua construção envolve o uso de materiais oriundos das escavações obrigatórias e dos materiais naturais disponíveis no local de sua implantação, requerendo, adicionalmente, um baixo grau de beneficiamento destes materiais. Por outro lado, as exigências relativas às fundações e às condições topográficas para estas barragens são menos restritas do que para outros tipos de barragem. Devido a estes fatores, é provável que as barragens de terra continuarão prevalecendo na prática geotécnica, particularmente também pela contínua redução do número dos locais favoráveis para implantação de outros tipos de barragem.
A avaliação da quantidade de água de percolação que pode ser admitida pelo conjunto maciço-fundação é feita com base na finalidade da barragem. O tipo e a extensão do tratamento implementado visando a redução da quantidade de água percolada também devem ser estabelecidos de acordo com a sua finalidade. Perdas de água por percolação pela fundação podem ser admissíveis em determinados projetos, mas inaceitáveis para outros. Estudos específicos são necessários para uma adequada avaliação dos volumes das águas de percolação pela fundação, de modo a se estabelecer medidas para limitar tais perdas e para determinar a efetiva extensão das zonas de tratamento da fundação (Sherard et. al., 1963; Bourdeaux, 1980; Singh, 1992; Carvalho, 1996).
De qualquer modo, medidas adequadas devem ser tomadas para assegurar a segurança da barragem contra os efeitos das forças de percolação, seja liquefação das areias, erosão regressiva (piping) ou elevadas sub-pressões (que podem induzir, por exemplo, o
levantamento do maciço junto ao pé de jusante da barragem), independentemente do valor econômico agregado às águas perdidas por percolação.
2.2 CONDUTIVIDADE HIDRÁULICA DE SOLOS PERMEÁVEIS
Para se estimar os volumes das águas percoladas pela fundação permeável de uma barragem de terra, torna-se necessário, entre outras coisas, determinar o coeficiente de permeabilidade ou a condutividade hidráulica (k) dos materiais constituintes desta fundação. Este coeficiente expressa o grau de permeabilidade do solo, que é a maior ou menor facilidade que a água encontra para fluir pelos vazios do solo, e sua determinação é realizada com base na clássica lei experimental de Darcy.
A L h k Q= × ×
(2.1)
A relação entre a carga hidráulica (h) e o comprimento de fluxo (L) é chamada de gradiente hidráulico (i). Assim, o gradiente hidráulico, fator adimensional, representa a perda de carga hidráulica que se dissipa na percolação do fluido ao longo do meio poroso, de forma que:
A i k
Q= × × (2.2)
A condutividade hidráulica é um dos mais importantes parâmetros hidráulicos. No âmbito de validade da Lei de Darcy, assume um valor constante para cada meio associado a um determinado fluido. Além da natureza do meio e do fluido, as condições de temperatura e pressão atuantes exercem influência na densidade e viscosidade dos fluidos percolantes, parâmetros esses intimamente ligados às condições de fluxo.
A representatividade das magnitudes dos volumes das águas percoladas pela fundação permeável de uma barragem de terra, estimadas com base na lei de Darcy, depende da homogeneidade dos depósitos e da realidade das condutividades hidráulicas admitidas para os materiais permeáveis. Neste contexto, os resultados devem ser considerados apenas como uma indicação da ordem de grandeza da percolação na estimativa das perdas d’água possíveis. Se a fundação é estratificada (como geralmente é o caso), a condutividade hidráulica vertical será menor do que a condutividade hidráulica horizontal, e as camadas permeáveis mais profundas não serão tão efetivas na transmissão da percolação pela fundação. A quantidade de água percolada representará, então, um valor médio dos volumes percolados através das múltiplas camadas.
Os ensaios que empregam o permeâmetro de carga constante são mais adequados para materiais granulares. Os ensaios com permeâmetros de carga variável são aplicados em materiais argilosos e siltosos, uma vez que demandariam tempos excessivamente elevados de fluxo em permeâmetros de carga constante. Nos ensaios realizados em célula triaxial, torna-se possível a utilização de amostras de maiores dimensões e a aplicação de tensões efetivas correspondentes às condições de campo.
Os ensaios de campo para a determinação da condutividade hidráulica dos solos são freqüentemente executados em furos de sondagem a percussão. Com freqüência menor, também são executados em poços de inspeção e cavas abertas em solos. Estes ensaios não utilizam sistemas de observação da variação das cargas piezométricas nas imediações do furo onde se realiza o ensaio e, por esta razão estes ensaios são conhecidos por “ensaios pontuais” (ABGE, 1996), podendo ser classificados em diversos tipos (Tabela 2.1).
Tabela 2.1 – Classificação dos ensaios de condutividade hidráulica (ABGE, 1996).
MANEIRA DE REALIZAÇÃO PRESSÃO APLICADA DENOMINAÇÃO DO ENSAIO MÉTODO DE PROSPECÇÃO
Carga Infiltração Sondagens, poços e cavas
Descarga Bombeamento Poços e sondagens
Carga Rebaixamento Sondagens e poços
Descarga Recuperação Poços e sondagens
Nível variável Nível constante
Os ensaios a nível constante são realizados através da manutenção do nível d’água, num furo de sondagem, poço ou trincheira, numa posição constante ao longo de toda duração do ensaio. Este nível d’água pode ser estabelecido de duas formas (ABGE, 1996):
• através da introdução de água (ensaios de infiltração): neste caso é aplicada uma
carga (constante), medindo-se a vazão injetada necessária para manter tal nível constante;
• através de retirada de água (ensaios de bombeamento): neste caso, o aqüífero é
Nos ensaios a nível variável, o nível d’água natural é alterado para uma posição que se pode determinar como nível inicial do ensaio. A tendência do nível d’água voltar à posição original é acompanhada ao longo do tempo do ensaio. O nível inicial pode ser estabelecido também por duas formas (ABGE, 1996):
• através da introdução de água (ensaios de rebaixamento) e medindo-se, em
seguida, sua velocidade de rebaixamento;
• através da retirada de água (ensaios de recuperação) e medindo-se, em seguida, a
velocidade de recuperação.
2.3 FORÇAS DE PERCOLAÇÃO
O conhecimento dos fenômenos que ocorrem freqüentemente relacionados à percolação da água nos solos é de fundamental importância, uma vez que ela é responsável, muitas vezes, por problemas em barragens. Isto porque o fluxo de água através de uma fundação permeável produz forças de percolação como resultado do atrito viscoso entre a água de percolação e o meio poroso confinante. A força de percolação tem o sentido do fluxo da água sendo expressa, por unidade de volume, sob a forma:
w
i
j= ×γ (2.3)
O fenômeno da liquefação diz respeito à perda total da resistência do solo (σ’v = 0) e
pode ocorrer sempre que este esteja submetido a um fluxo ascendente de água. Neste caso, o fenômeno ocorre quando a força de percolação iguala o valor do peso submerso de solo. Quando a força de percolação supera a força resultante do atrito entre as partículas do solo, inicia-se o carreamento destas partículas, dando início ao fenômeno de erosão interna regressiva (piping).
Adicionalmente, camadas de solos sobrejacentes a camadas de solos mais permeáveis podem sofrer ruptura por não serem capazes de compensar, seja pelo peso próprio, atrito interno ou coesão, as sub-pressões geradas pelas forças de percolação locais, resultando no fenômeno conhecido como levantamento do fundo.
2.3.1 Liquefação
As tensões efetivas são as que realmente controlam todas as características de resistência e deformação dos solos. A condição de liquefação de um solo granular pode ocorrer quando as poropressões se elevam e igualam às tensões efetivas atuantes. Nesta condição, a pressão intergranular também será nula, assim como o atrito entre as partículas e o material tendem, então, a se comportar como um líquido.
No caso particular de percolação sob fluxo ascendente, quando a força de percolação atinge o valor do peso submerso do elemento de solo, a condição de liquefação é atingida, de tal modo que:
' i
' V
'
j=ρ =γ ∴ c×γw =γ (2.4)
Esta condição crítica é traduzida pelo chamado gradiente hidráulico crítico (ic), expresso
pela relação entre o peso específico submerso do solo (γ’) e o peso específico da água
Na maioria dos solos, γ’ ≅γw e, assim, o valor do gradiente crítico é aproximadamente
igual à unidade, devendo ser evitado, portanto, gradientes dessa ordem de grandeza em obras geotécnicas.
Os casos de liquefação em condições naturais, entretanto, são raros, ocorrendo quase sempre em situações muito particulares. Na maioria das vezes, estas condições são criadas artificialmente como conseqüência de elevados gradientes hidráulicos, tais como os que ocorrem nas fundações permeáveis de barragens de terra (Oliveira e Brito, 1998). A ocorrência da liquefação pode ser evitada pela construção de algum elemento que proporcione um acréscimo de tensões efetivas, sem um concomitante aumento das poropressões; isto se obtém comumente por meio da construção de coberturas de solos granulares.
2.3.2 Erosão interna regressiva (piping)
O fenômeno de erosão tubular regressiva, ou piping, constitui um dos mecanismos de
ruptura de barragens de terra mais freqüentes, sendo sua ocorrência mais comum em barragens ou fundações constituídas de solos finos e de baixa coesão. A erosão regressiva é um processo de erosão subterrânea, caracterizado pelo arrancamento e carreamento das partículas de solo pelas forças de percolação.
(a) Piping pelo maciço da barragem. (b) Piping pela fundação da barragem.
Figura 2.1 – Mecanismo de ocorrência de piping (Oliveira e Brito, 1998).
Figura 2.2 – Barragem de Fontenelle (EUA): ocorrência de piping em 1965.
Experiências têm mostrado, entretanto, que esta ação pode ocorrer rapidamente ou pode ser lenta e acumulativa, com a ruptura final ocorrendo meses ou até anos mais tarde. A erosão interna inicial nem sempre leva ao completo colapso da estrutura. Por exemplo, se o solo da fundação não é uniforme, materiais finos podem ser carreados deixando uma matriz estrutural de material graúdo intacto, o que resulta numa fundação mais permeável.
A suscetibilidade à erosão interna é máxima em areias finas sem coesão, de baixas compacidades e baixos pesos específicos e menor em solos mais compactos, como cascalhos e solos coesivos, como argila compactada. No entanto, se os gradientes hidráulicos forem suficientemente grandes, o fenômeno pode se manifestar em solos coesivos, pedregulhos ou até mesmo em rocha friável ou muito fraturada.
A erosão interna pode ocorrer pela fundação ou pelo corpo da barragem no ponto onde a água surge na superfície ou numa superfície interna como, por exemplo, no contato entre o núcleo e um filtro mal dimensionado, ou entre o filtro e o enrocamento adjacente, casos estes em que o problema pode ser de difícil identificação e correção (Oliveira e Brito, 1998).
Este fenômeno ocorre especialmente junto ao pé de jusante de uma barragem, pois nesta região os gradientes hidráulicos são elevados e os níveis de tensão confinante são baixos, podendo ocorrer também nas ombreiras. Em obras de terra, Massad (2003) apresenta os seguintes elementos como fatores condicionantes para ocorrência da erosão regressiva:
• ausência de filtros verticais e horizontais;
• ausência de transições adequadas entre solos e materiais granulares;
• condições inadequadas de compactação do maciço terroso;
2.3.3 Subpressões elevadas
Se a camada menos permeável da fundação está sobreposta a uma camada permeável, o levantamento repentino da fundação no pé de jusante da barragem pode ocorrer devido a elevadas forças de subpressão. O fenômeno do levantamento devido às subpressões excessivas tenderá a ocorrer quando as camadas de solos sobrejacentes não forem capazes de compensar pelo peso próprio, atrito e coesão, as subpressões induzidas pelas forças de percolação atuantes nas camadas permeáveis subjacentes.
2.4 CONTROLE DA PERCOLAÇÃO EM FUNDAÇÕES PERMEÁVEIS
Todas as barragens de terra ou enrocamento estão sujeitas à percolação pelo maciço, fundação e/ou ombreiras. O controle da percolação é necessário para prevenir subpressões excessivas, instabilidade do talude de jusante, piping através do maciço
e/ou fundação ou erosão de material através da migração por juntas abertas nas fundações e ombreiras (USACE, 1986).
A tensão efetiva do solo é influenciada diretamente pelo fluxo de água pelo seu interior, tendo o gradiente hidráulico importante papel neste mecanismo (como visto, por exemplo, em fluxos ascendentes). Assim, em se tratando de mecanismos de controle da percolação, é fundamental limitar os gradientes hidráulicos através dos solos. Pela lei de Darcy, o gradiente hidráulico é um fator adimensional expresso por:
A k Q L h i × =
= (2.6)
Por outro lado, os gradientes hidráulicos podem ser controlados através do aumento ou da diminuição da condutividade hidráulica dos materiais, ou seja, pelo emprego de materiais mais ou menos permeáveis em zonas específicas de uma barragem. Com base neste conceito, recorrem-se rotineiramente a alguns elementos de projeto que têm, como função primária, a redução dos efeitos da percolação, seja pelo maciço do aterro da barragem, seja através de sua fundação.
O controle da percolação pode ser realizado através de sistemas de vedação ou drenagem, tanto na fundação quanto no maciço do aterro da barragem (Sherard et. al.,
1963; Bourdeaux, 1980; Narita, 2000). Daremos especial atenção aos sistemas de vedação e de drenagem aplicados nas fundações, com vista ao escopo do estudo de caso analisado neste trabalho. Vale ressaltar que nenhum sistema de controle da percolação é eficaz quando aplicado isoladamente. A conjunção dos sistemas de vedação e drenagem constitui a principal defesa das estruturas de terra contra as ações das forças de percolação, responsáveis pela grande maioria dos acidentes nessas estruturas.
Cruz (1996) afirma que o sistema de drenagem das fundações constitui o elemento referencial para controle de fluxo em barragens de terra e de enrocamento. A vedação deve ser considerada numa condição descrita como “uma segunda linha de defesa” sendo que, em hipótese alguma, este sistema deveria desempenhar tal função como linha única de defesa.
O controle da percolação pela fundação é constituído, assim, tanto por sistemas destinados a aumentar o caminho de percolação como para reduzir a condutividade hidráulica da fundação, estes últimos bem mais eficazes (Massad, 2003), que compreendem tapetes impermeáveis de montante, trincheiras de vedação (cut-offs),
2.4.1 Controle da percolação através de sistemas de vedação
Os sistemas de controle da percolação através da vedação atuam no sentido de reduzir as vazões percoladas por meio do aumento do caminho de percolação. Vários métodos de controle da percolação por meio de sistemas de vedação podem ser usados, dependendo das exigências para se reduzir a perda da água e da natureza da fundação.
Trincheiras de vedação e paredes diafragma, ou a combinação destes métodos, têm sido usados para reduzir o fluxo e controlar as forças de percolação. Tapetes constituídos de materiais pouco permeáveis, junto ao pé do talude de montante da barragem que se estendem ao longo do leito do rio e das ombreiras, bem como injeções de caldas de cimento, constituem técnicas freqüentemente aplicadas neste contexto.
2.4.1.1 Trincheira de vedação (cut-offs)
O método mais efetivo para o controle da percolação através das fundações permeáveis de uma barragem de terra consiste na escavação de uma trincheira através da camada da fundação que é, então, preenchida com solo compactado como uma extensão do próprio aterro. A trincheira de vedação é o único método de controle de percolação pela fundação que proporciona a visualização prévia e completa das condições in situ
De acordo com Cruz (1996), para a adoção da técnica em trincheira de vedação, três aspectos devem ser considerados:
• largura da base da trincheira;
• estabilidade dos taludes de escavação;
• compatibilidade da deformação da trincheira com a do material adjacente.
Relativo à largura da base, a trincheira deve apresentar largura mínima de 4 a 6 m, visando permitir os trabalhos de compactação do solo. A regra empírica b = H – d,
sendo b a largura da base da trincheira, H o desnível máximo montante-jusante e d a
profundidade da trincheira, deve ser analisada com critério e apenas como uma primeira indicação. Segundo este autor, raramente a base de uma trincheira de vedação precisa ter mais de 10 m, valor este facilmente superado pela aplicação de fórmulas empíricas. A compatibilidade das deformações visa evitar que a trincheira venha a sofrer um processo de arqueamento. Neste fenômeno, as deformações diferenciais causam transferência de cargas de tal forma que o núcleo tende a “pendurar” nas interfaces, quando então as tensões no núcleo são reduzidas, favorecendo a ocorrência de fraturamento hidráulico. Quanto mais íngremes as interfaces e quanto mais compressível for o núcleo em relação aos materiais adjacentes, maior o risco de arqueamento.
A estabilidade dos taludes de escavação deve ser considerada porque, mesmo que não ocorra ruptura, podem ocorrer deslocamentos que resultem numa redução da densidade (compacidade do solo da fundação), o que irá aumentar a sua compressibilidade e reduzir a sua resistência ao cisalhamento. Areias podem facilmente fluir para dentro das escavações, obrigando a maiores remoções, ampliação desnecessária da trincheira e redução das propriedades geotécnicas do maciço compactado.
Cedergren em 1967, citado por Massad (2003), mostra, em um gráfico obtido a partir de redes de fluxo traçadas através de fundações permeáveis, que a redução das perdas d’água são muito influenciadas pela profundidade da trincheira de vedação. Assim, por exemplo, para uma trincheira com 80% de penetração na camada de solo permeável, sua eficiência tende a ser de apenas 50%. Para se ter uma redução significativa da vazão, a penetração da trincheira de vedação na camada permeável deve ser de 100%, ou seja, avançar ao longo de toda espessura da camada permeável de fundação.
No caso da impossibilidade, seja por qual motivo for, de se executar uma trincheira de vedação com penetração completa, uma alternativa seria a execução da trincheira parcial até a cota de viabilidade, com a complementação da vedação sendo feita através do emprego de uma cortina de injeção executada a partir do fundo da trincheira escavada, ou ainda por meio da execução de uma parede diafragma.
Discussões detalhadas sobre os fatores que influenciam na tomada de decisão quanto a utilização de trincheiras de vedação parciais ou totais são encontradas em USACE (1986) e USBR (1987).
2.4.1.2 Paredes diafragma
As paredes diafragma são geralmente empregadas quando a utilização de trincheiras de vedação é inviabilizada, seja devido às grandes espessuras das camadas permeáveis da fundação, exigindo elevados volumes de escavação, seja devido à necessidade de rebaixamento do lençol freático de grande vulto, para a realização dos serviços de escavação, podendo ser utilizados diafragmas rígidos ou plásticos (Figura 2.6).
Figura 2.6 – Parede diafragma na fundação de barragens de terra.
A parede diafragma consiste na escavação de uma vala com emprego de equipamentos e ferramentas de escavação apropriadas (clamshell), e posterior preenchimento da vala
com calda de cimento+bentonita, misturas de solo+cimento ou solo+cimento+bentonita e até mesmo concreto. A escavação e o preenchimento da vala são feitos por lamelas (painéis verticais) alternadas. As paredes construídas com calda de cimento+bentonita (lama bentonítica) ou misturas de solo+cimento são chamadas de diafragmas plásticos e aquelas preenchidas com concreto são denominadas de diafragmas rígidos.
Os diafragmas plásticos apresentam a vantagem de serem mais deformáveis que os diafragmas rígidos, que, por recalques diferenciais, podem provocar fissuras ou trincas no contato aterro-topo da parede, comprometendo, assim, a estanqueidade pretendida. No contato, é possível dar um tratamento especial ao aterro para evitar o fissuramento, como, por exemplo, utilizando-se argilas mais plásticas e compactadas acima da umidade ótima.
Exemplos de barragens em fundações arenosas onde foram aplicadas paredes diafragma de solo+bentonita e cimento+bentonita para o controle da percolação pela fundação podem ser vistos em USACE (1986). Nesta referência, é feita também comparações entre a utilização desses diafragmas, critérios de dimensionamento, mecanismos de ruptura e respectivas metodologias de construção. Referências complementares são dadas em Bourdeaux (1980); Singh (1992); Cruz (1996) e Massad (2003).
Cruz (1996) cita o caso da Barragem de Saracuruna, em que a execução de um diafragma plástico mostrou-se efetivo no controle de fluxo pela fundação. O autor também relata que diafragmas plásticos foram utilizados como vedações preliminares nas barragens de Tucuruí e Ponte Nova, para permitir a escavação das trincheiras de vedação procedidas em solo compactado. Por outro lado, o diafragma plástico previsto para as fundações no trecho de aluvião da barragem de Porto Primavera foi descartado porque verificou-se que o mesmo seria pouco efetivo no controle e redução das vazões, em vista da elevada condutividade hidráulica dos arenitos e basaltos subjacentes ao aluvião, não passíveis de interceptação pelo diafragma.
da condutividade hidráulica. Igualmente, o acréscimo de cimento à mistura solo+bentonita resultou em um ganho de resistência, porém à custa de um aumento expressivo na condutividade hidráulica.
Ryan & Day em 2002, citado por Batista (2006), relatam que a adição de cimento Portland ao material de preenchimento da cortina plástica tem efeito negativo na condutividade hidráulica, que geralmente aumenta com o acréscimo da quantidade de cimento. O cimento Portland afeta quimicamente a habilidade da bentonita em se expandir e reter água.
Daniel em 1987, também citado por Batista (2006), avalia misturas de areia e bentonita e conclui que ocorre uma diminuição da condutividade hidráulica de 10-6 para 10-10 m/s quando 8% de bentonita são adicionados a areia. No entanto, verificou-se que a partir de 12% de bentonita na mistura, os decréscimos na condutividade hidráulica são insignificantes.
Os estudos realizados por estes autores (Batista, Ryan & Day, Daniel) devem ser levados em consideração na escolha de paredes diafragma como solução no controle da percolação pela fundação de barragens, podendo, em alguns casos, não se apresentar como a solução mais adequada.
2.4.1.3 Tapetes de impermeabilização
• aliviar as poropressões na região à jusante da barragem;
• diminuir os gradientes de saída;
• reduzir as vazões ou perdas d’água.
O controle da percolação por meio de tapete impermeável consiste no lançamento de camadas de material argiloso a montante da barragem (Figura 2.7), com a função de aumentar a trajetória de percolação, reduzindo-se, assim, os gradientes hidráulicos e as subpressões na região de jusante.
Figura 2.7 – Tapete de impermeabilização na fundação de barragens de terra.
Em alguns casos, o tapete pode ser lançado somente em alguns trechos da barragem, considerados mais críticos. Sua execução é viabilizada economicamente em muitos casos pelo emprego de materiais argilosos destinados a botaforas (Saré, 2003). Constituindo soluções de custo potencialmente baixo, os tapetes impermeáveis exigem, entretanto, cuidados especiais para a sua construção. Metodologias diversas têm sido propostas para a determinação da extensão e das dimensões de tapetes impermeáveis, desde a proposição básica desenvolvida por Bennett em 1945, exposta sob a forma de ábacos para a avaliação das vazões de percolação através da fundação permeável de uma barragem (Carvalho, 1996; Cruz, 1996; Saré, 2003).
2.4.1.4 Injeções
A condutividade hidráulica de solos de granulometria grossa pode ser reduzida consideravelmente por intermédio de injeções (Craig, 2007). Esta solução tem sido amplamente utilizada como processo de estabilização química e para homogeneização da condutividade hidráulica dos solos.
O tratamento por injeções do maciço terroso ou rochoso da fundação de uma barragem consiste em fazer penetrar nos poros, fraturas e descontinuidades do maciço um produto líquido suscetível de endurecimento com o tempo. Este produto, chamado calda de injeção, tem características diferentes conforme seja o objetivo do tratamento previsto, seja para simples consolidação ou impermeabilização. As caldas de injeção usualmente empregadas são constituídas por uma mistura fluida de água e cimento, a qual podem ser adicionados bentonita, areia, pozolana e outros produtos. Outros tipos de caldas, como aquelas à base de compostos de silicatos e resinas são empregadas para injeções em solo, porém seu uso é limitado, predominando amplamente as caldas de cimento.
A distribuição do tamanho das partículas do solo determina o tipo de injeção que pode ser usada. As partículas em suspensão em uma injeção, como cimento ou argila, somente penetrarão em poros de solo cujo tamanho seja maior do que um determinado valor; poros menores do que esses tamanhos serão bloqueados e a efetividade da injeção será prejudicada. Injeções de cimento e argila só são adequadas para pedregulhos e areias grossas, sendo que, para areias finas e médias, as injeções devem ser do tipo soluções ou emulsões (Craig, 2007).
Neste tipo de intervenção, são particularmente importantes os chamados ensaios de infiltração e de perda d’água, por permitirem a avaliação das condições de condutividade hidráulica e de injetabilidade do maciço, em função da geometria do fissuramento e do regime de escoamento da água intersticial. A fixação das pressões de injeção depende da interpretação dos resultados dos ensaios, realizados em diferentes profundidades, e também das características geológico-geotécnicas dos maciços (particularmente em relação ao padrão estrutural das fraturas e descontinuidades presentes).
No caso de fundações em solos, a extensão da penetração depende da viscosidade da injeção e da pressão sob a qual ela é injetada. Esses fatores, por sua vez, determinam o espaçamento desejado para os pontos de injeção. A pressão de injeção deve ser mantida abaixo da pressão do solo sobrejacente, uma vez que pressões maiores podem induzir fenômenos de deslocamentos da superfície do terreno e aberturas de fissuras dentro do solo. Em solos que possuem uma grande variação de tamanhos de poros, é conveniente se adotar uma injeção primária de calda com viscosidade relativamente alta para tratar poros maiores, seguida de uma injeção secundária de calda com viscosidade relativamente baixa para os poros menores (Craig, 2007).
2.4.1.5 Jet Grouting
O processo de injeção denominado jet grouting consiste na introdução no solo de uma
haste de perfuração, com diâmetro entre 60 mm e 100 mm, dotada de uma ponteira com bicos de jato, alimentados por água sob elevadas pressões. O jateamento e a rotação da haste permitem o rápido avanço da perfuração até a profundidade desejada. A seguir, substitui-se a alimentação por uma injeção de calda de água/cimento sob elevadas pressões, aplicada enquanto se promove o gradual levantamento da coluna, em contínuo processo de rotação (Figura 2.8).
O jato de calda, sob velocidades da ordem de 200 e 320 m/s, desagrega o solo ao redor da perfuração e, ao mesmo tempo, produz uma argamassa pela mistura in situ dos grãos
do solo com a própria calda de cimento. Ao final do processo, obtém-se um cilindro de argamassa, chamado de coluna, com o diâmetro usual entre 0,40 e 1,80 m. O processo permite a justaposição das colunas criando uma parede ou cortina no interior do maciço (Oliveira e Brito, 1998). O método de execução de jet grouting mais utilizado no Brasil
é o chamado CCP (Cement Churning Pile), que utiliza pressões de injeção entre 20 e 60
MPa e vazões de injeção da calda entre 40 e 120 /min.
(a) perfuração (b) injeção de calda (c) coluna concluída Figura 2.8 – Etapas executivas de injeção tipo jet grouting.
tratamentos das fundações das barragens de Pergau na Malásia e de Wimbleball no Reino Unido e, no Brasil, a intervenção para estabilização do maciço da barragem da Pampulha (Belo Horizonte/MG).
Figura 2.9 – Detalhe de uma coluna de jet grouting com 2,5 m de diâmetro.
2.4.2 Controle da percolação através de sistemas de drenagem
Os sistemas de drenagem constituem a principal defesa contra fluxos concentrados e preferenciais através de um maciço de solo. A drenagem regulariza a saída do fluxo, tanto da própria barragem como da fundação, atenuando as pressões e disciplinando seu escoamento para jusante da barragem. Nas fundações muito permeáveis ou com feições preferenciais de fluxo, a drenagem é o elemento que propicia o controle efetivo das pressões de saída d’água.
2.4.2.1 Tapetes drenantes
Tapetes drenantes, também conhecidos como drenos horizontais, são usados no controle da percolação, buscando prevenir subpressões excessivas na porção de jusante da barragem. Quando constituídos de camadas sucessivas de materiais drenantes de diferentes granulometrias, são chamados de tapete-sanduíche (Figura 2.10). Podem ser incorporados ao corpo da barragem, no contato com a fundação, em sua porção de jusante ou serem usados para cobrir a área do rio imediatamente após o pé do talude de jusante, de tal forma que a água percolada possa escoar sob uma carga apreciável.
2.4.2.2 Trincheira drenante
As trincheiras de drenagem são usadas normalmente quando as fundações permeáveis estão sobrepostas por uma camada menos permeável de pequena espessura. Trata-se simplesmente de uma trincheira escavada, preenchida com material filtrante (podendo receber adicionalmente um tubo perfurado), que atravessa a camada menos permeável e se aprofunda ligeiramente na fundação permeável. O principal objetivo da trincheira é o de controlar os gradientes elevados que possam surgir no pé de jusante, aliviando, assim, as subpressões nas fundações.
Uma trincheira de drenagem não é geralmente eficaz se a fundação permeável subjacente for estratificada porque, nestes casos, tenderá a aliviar apenas as subpressões da camada superior. Uma drenagem mais eficaz de fundações estratificada pode ser realizada por poços do alívio (USBR, 1987).
A trincheira drenante pode ser aplicada nos casos em que a camada superior da fundação, à jusante da barragem, seja relativamente delgada e a camada permeável da fundação esteja a baixa profundidade. A existência de uma pequena camada de baixa condutividade hidráulica entre o leito da trincheira e o aqüífero subjacente já é suficiente para tornar a trincheira drenante ineficiente. Em locais em que a fundação permeável seja profunda, a trincheira drenante será capaz de atrair apenas uma pequena porção da água percolada pela fundação, emergindo o restante a jusante do dreno (USACE, 2004).
2.4.2.3 Drenos de pé
Drenos de pé também são usados em fundações pouco permeáveis com a finalidade de assegurar que as águas percoladas através da fundação ou do aterro da barragem sejam coletadas e conduzidas de forma segura para a zona jusante da barragem.
2.4.2.4 Poços de alívio
Quando as fundações permeáveis são recobertas por camadas menos permeáveis de espessuras que tornam proibitiva a construção de trincheiras drenantes, recomenda-se a construção de poços de alívio (Figura 2.11), de modo a permitir o alívio das subpressões nas zonas permeáveis mais profundas da fundação.
Figura 2.11 – Seção típica de poços de alívio associados a trincheira drenante na fundação de barragens de terra.
Quando aplicados em barragens assentes em fundações rochosas, os drenos são executados de forma a interceptar as descontinuidades mais permeáveis do maciço da fundação, drenando a água que percola pelas fraturas, aliviando assim a carga hidráulica que seria aplicada na sua base. A água drenada é conduzida para um sistema de coleta onde se pode realizar a medição e o monitoramento das vazões percoladas.
Tendo a mesma finalidade, os poços de alívio também são aplicados com grande sucesso em fundações arenosas de barragens de terra.
A eficácia de um sistema de poços de alívio é função principalmente do comprimento da zona drenante que penetra na camada permeável (USACE, 1986). Esta solução foi aplicada pioneiramente na Barragem de Arkabuta (EUA, 1940) e, desde então, em centenas de projetos de barragens em todo o mundo (Figura 2.12), assentes em estratos permeáveis superpostos por um manto de menor condutividade hidráulica.
Figura 2.12 – Poços de alívio no pé de jusante de barragem (Cruz, 2007).
2.4.2.5 Bermas drenantes de jusante
Trata-se de uma berma de material granular, disposto na forma de filtro invertido, colocada junto ao pé do talude de jusante da barragem que visa combater os fenômenos de liquefação e levantamento do fundo.
O filtro invertido atua essencialmente como uma estrutura que associa um aumento de peso sobre o solo de fundação e, por ser permeável, uma redução dos gradientes hidráulicos de saída. Esta é uma solução que pode ser também adotada, quando necessária, após o primeiro enchimento da barragem ou ainda em combinação com sistemas do tipo tapete de impermeabilização a montante e poços de alívio.
2.5 EXEMPLOS DE BARRAGENS SOBRE FUNDAÇÕES PERMEÁVEIS
2.5.1 Barragem de Baldwin Hills
Construída em 1951, a barragem de Baldwin Hills (EUA) possuía 22 m de altura e sua fundação, caracterizada pela presença de falhas geológicas, era constituída por siltes arenosos, colapsíveis e erodíveis (Massad, 2003).
Para se evitar o contato direto da água com estes solos problemáticos, tanto a fundação da barragem quanto o fundo do reservatório receberam duas camadas de impermeabilização com membrana asfáltica, entremeadas por camada de solo compactado e filtro.
Figura 2.13 – Ruptura da barragem de Baldwin Hills (1963).
2.5.2 Barragem de Porto Primavera
A barragem de Porto Primavera (CESP), destinada à geração de energia elétrica, localizada no rio Paraná (Presidente Epitácio/SP), teve sua construção finalizada em 1986. A barragem de terra possui um volume de 8.441.000 m³, com 11.385 m de comprimento de crista e altura máxima de 38 m (CBDB, 1982).
O sistema de drenagem interna da barragem compõe-se de um dreno vertical e um dreno horizontal suspenso, interligado a uma trincheira drenante de pé de grande porte, que constitui o elemento de controle de fluxo do aluvião arenoso da fundação. Nesta região da fundação da barragem, o aluvião atinge uma espessura de 5 m, sendo que os 2 m superficiais são menos permeáveis (5x10-6 m/s) do que a areia limpa sotoposta (5x10-4 m/s), em face da presença de finos. Em projeto, a vazão pela fundação foi estimada em
Devido à presença de camada superficial de areia com finos, o filtro horizontal, mesmo em contato com a fundação, não controlaria a percolação, já que a camada inferior de areia limpa constitui a estrutura primária de percolação.
Como seria necessário um sistema de drenagem substancial para coletar a vazão da fundação, foi projetada uma trincheira drenante totalmente penetrante, sendo o filtro horizontal mantido suspenso por economia e por não colaborar significativamente no controle da percolação pela fundação (Figura 2.14).
Figura 2.14 – Barragem de Porto Primavera (Cruz, 1996).
2.5.3 Barragem de Curuá-Una
A barragem de Curuá-Una foi construída em 1977 e está localizada no rio do mesmo nome, a 70 km ao sul da cidade de Santarém/PA. Destinada à geração de energia elétrica, a barragem possui 600 m de crista e 26 m de altura.
Figura 2.15 – Seção típica da barragem de Curuá-Una (Saré, 2003).
Evidências geológicas indicam que as camadas de areia siltosa pouco argilosa são do quaternário antigo e já foram carregadas com manto sedimentar de cerca de 100 m de espessura, posteriormente removido pela erosão, resultando assim em um acentuado efeito de pré-adensamento. Ensaios de perda d’água nas perfurações das sondagens indicaram, para as areias finas compactadas da fundação uma condutividade hidráulica entre 6,2x10-6 e 3,7x10-5 m/s.
A barragem é do tipo zonada, constituída por aterros de areia pouco argilosa nos espaldares e núcleo central de argila arenosa. Os taludes de montante possuem inclinação variável (V:H) de 1:2,5 e 1:1,5 e o talude de jusante de 1:2. O sistema de controle da percolação é constituído por filtro vertical, tapete drenante, poços de alívio e tapete impermeável de montante.
