Dissertação de Mestrado
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE
VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE
UMA BARRAGEM DE CONCRETO
AUTORA: MARIELI BIONDO LOPES
ORIENTADOR: Prof. André P. Assis, PhD (UnB)
MESTRADO PROFISSIONAL EM ENGENHARIA GEOTÉCNICA DE BARRAGENS
OURO PRETO – FEVEREIRO DE 2015
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE
VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE
UMA BARRAGEM DE CONCRETO
Dissertação apresentada ao Mestrado
Profissional em Engenharia Geotécnica do
Núcleo de Geotecnia da Escola de Minas da
Universidade Federal de Ouro Preto, como
parte integrante dos requisitos para obtenção
do título de Mestre em Geotecnia, área de
concentração em Barragens.
Esta dissertação foi apresentada em sessão pública e aprovada em 13
de fevereiro de 2015, pela Banca Examinadora composta pelos
membros:
ii
L864a
Lopes, Marieli Biondo.
Análise da eficiência do sistema de vedação da fundação em granito de uma
barragem de concreto [manuscrito] / Marieli Biondo Lopes. - 2015.
162f.: il.: color; grafs; tabs; mapas.
Orientador: Prof. Dr. André Pacheco Assis.
Dissertação (Mestrado) - Universidade Federal de Ouro Preto. Escola de
Minas. Núcleo de Geotecnia .
Área de Concentração: Geotecnia de Barragens.
1. Barragens. 2. Vedação (Tecnologia). 3. Permeabilidade. I. Assis, André
Pacheco. II. Universidade Federal de Ouro Preto. III. Titulo.
CDU: 624.136:62.762
Catalogação: www.sisbin.ufop.br
“A Engenharia de Fundações é uma arte, que se aprimora
pela experiência, com o comportamento das fundações
devidamente observado e interpretado, e isto não se faz
sem atentar para as peculiaridades dos solos”.
Carlos Souza Pinto
iv
DEDICATÓRIA
Primeiramente, a Deus pela oportunidade de realizar mais este sonho e objetivo na minha
carreira profissional.
Ao meu esposo Paulo, minha mãe Marli e meu pai Zilmar, que sempre me deram o apoio e
força necessária para encarar as dificuldades e fazer de crises, grandes oportunidades.
v
AGRADECIMENTOS
Ao meu professor e orientador André Assis, pela colaboração, auxílio e direcionamento, visando
sempre à elaboração de um trabalho com excelência.
A todos os professores do curso de Geotecnia do Mestrado Profissional da Escola de Minas da
UFOP, que transmitiram seus conhecimentos de forma a agregar academicamente e
profissionalmente, fazendo-se exemplos a seguir.
Ao Coordenador do curso, professor Romero César Gomes, pelo apoio durante todo o curso.
Aos Gestores de Projeto e Produção da Construção e Comércio Camargo Correa, pelo apoio para
conclusão deste curso.
À Energia Sustentável do Brasil pela confiança e liberação de todos os dados necessários a esta
pesquisa.
Aos demais amigos e colegas pelo incentivo.
vi
RESUMO
O Brasil possui um dos maiores parques hidrelétricos do mundo, com capacidade de geração de
energia comparado à posição da Arábia Saudita na extração de petróleo. Com isso é importante
avançar em conceitos e técnicas, indo além das metodologias já consagradas. Este estudo
aprofunda os conhecimentos sobre a eficiência de tratamentos de vedação em fundações rochosas
de barragens de concreto, com o uso de cortinas de injeção com calda de cimento. Tratamentos
como este permitem a redução do coeficiente de permeabilidade do maciço e a subpressão. Para
atestar a real eficiência dos serviços de vedação no vertedouro da UHE Jirau, ela foi realizada
através de três análises: redução do coeficiente de permeabilidade, redução da absorção de calda
de cimento e redução da subpressão. Na primeira análise, observando a permeabilidade antes
(furos de sondagem e furos obrigatórios de injeção) e depois (furos de verificação), concluiu-se
que o maciço possui boas características mecânicas e hidráulicas (mesmo com a presença de
fraturas sub-horizontais) por possuir coeficientes de permeabilidade baixos, sendo que a injeção
auxiliou em uma pequena redução deste coeficiente, passando da ordem de 10-5 para 10-6 cm/s..
Na segunda análise, através do acompanhamento pari passu de consumo de calda, observando o
maciço de forma geral, verificou-se que houve redução de absorção de calda de 27% e com isso a
atividade de injeção foi funcional. Na terceira e última análise, verificando as leituras de
piezometria, estas constataram que a subpressão não ultrapassou os limites referenciados em
projetos, porém como não foi utilizado o método racional com retroanálise, não foi quantificado o
quanto a cortina de injeção contribuiu para estes valores. De forma geral, adotando o critério de
Cruz (2004), que prescreve que fundações com coeficientes menores que 5 x 10-4 cm/s não há
necessidade de tratamento, conclui-se que as atividades de injeção na UHE Jirau poderiam ter
sido anuladas ou reduzidas, reduzindo o prazo e custo destes serviços.
Palavras-chaves: Permeabilidade, subpressão, cortinas de injeção.
vii
ABSTRACT
Brazil has one of the largest hydroelectric parks in the world, with power generation capacity
compared to the position of Saudi Arabia in oil extraction. With this important to advance
concepts and techniques going, beyond the already established methodologies. This study deepens
the knowledge about the effectiveness of sealing treatments on rocky foundations of concrete
dams, with the use of injection curtains with mortar. Treatments such as this allow the reduction
of the mass permeability coefficient and the underpressure. To attest to the real efficiency of
sealing services in the spillway of UHE Jirau, it was performed through three analyzes: reduction
of permeability coefficient, reduced cement slurry absorption and reduction of negative pressure.
In the first analysis, observing the permeability before (boreholes and required injection holes)
and then (check holes), it was concluded that the mass has good mechanical and hydraulic
characteristics (even in the presence of sub-horizontal fractures) by has low water permeability
coefficient being helped in the injection a small reduction in this ratio, the order of 10-5 to 10-6
cm / sec .. In the second analysis, by simultaneously monituring liquid consumption
accompanying liquid consumption by observing the massive general, it was found that there was a
reduction sauce absorption of 27% and with this the injection activity was functional. The third
and final analysis, checking the readings of piezometric, they found that the negative pressure did
not exceed the limits referenced in projects, but was not used as the rational method with back
analysis, has not been quantified as the making injection membranes contributed to these values.
In general, adopting the criteria Cruz (2004), which provides that foundations with lower
coefficients than 5 x 10-4 cm / s dont need treatment, it is concluded that the injection activities
at UHE Jirau could have been canceled or reduced, reducing the time and cost of these services.
Keywords: permeability, negative pressure, making injection membranes.
viii
LISTA DE FIGURAS
Figura 01: Comportamento da permeabilidade em granitos e rochas metamórficas de alto grau
(gnaisses, migmatitos, granulitos)..............................................................................................11
Figura 02: Configuração dos ensaios em plantas nas escaldas de 5,15 e 40 metros.......................13
Figura 03: Detalhe do modelo do ensaio de Lugeon.......................................................................15
Figura 04: Modelo de fluxo considerado na análise de ensaios de furo único – Radial ................21
Figura 05: Modelo de fluxo considerado na análise de ensaios de furo único – Elipsoidal ..........22
Figura 06: Casos teoricamente esperados de comportamento do trecho ensaiado.........................24
Figura 07: Relação de perda d’água e abertura de fraturas.............................................................29
Figura 08: Variação da permeabilidade em basaltos.......................................................................30
Figura 09: Componentes do sistema de injeção com calda de cimento..........................................34
Figura 10: Exemplo de tratamento de injeção de impermeabilização na fundação de barragens em
maciços rochosos............................................................................................................................38
Figura 11: Problemas com levantamento hidráulico em fraturas horizontais e verticais...............39
Figura 12: Perfil de uma cortina de injeção com furos até terceira ordem.....................................40
Figura 13: Interceptação dos furos de injeção primários e secundários..........................................41
Figura 14: Seção e zonas do planejamento de perfuração das injeções..........................................43
Figura 15: Injeção de forma ascendente..........................................................................................44
Figura 16: Injeção de forma descendente........................................................................................44
Figura 17: Modelos reológicos de fluidos newtonianos (a) e binghamianos (b)............................46
Figura 18: Comportamento reológico dos diferentes tipos de calda...............................................46
Figura 19: Limites impostos ao processo de injeção (a) tradicional (b) GIN.................................55
Figura 20: Curva padrão de GIN....................................................................................................56
Figura 21: Hipótese de Lieckfeldt...................................................................................................64
Figura 22: Hipótese de Levy..........................................................................................................65
Figura 23: Diagrama de intensidade de subpressão com vários fatores..........................................65
Figura 24: Estudo hipotético de Casagrande...................................................................................66
Figura 25: Considerações de Londe sobre injeções e drenagem na subpressão.............................67
Figura 26: Critério de subpressão desenvolvido por USACE.........................................................69
Figura 27: Critério de subpressão desenvolvido por USBR...........................................................70
Figura 28: Critério Cruz..................................................................................................................71
Figura 29: Critério de subpressão Eletrobrás..................................................................................73
ix
Figura 30: Diagrama de subpressão na condição de drenos totalmente operantes.........................75
Figura 31: Diagrama de subpressão na condição de drenos totalmente inoperantes......................75
Figura 32: Diagrama de subpressão para o sistema original comparado ao método convencional
USBR..............................................................................................................................................75
Figura 33: Diagrama de subpressão para o sistema otimizado.......................................................76
Figura 34: Barragem de Hiawassee, diagrama de subpressão na fundação....................................77
Figura 35: Vista da localização do empreendimento......................................................................78
Figura 36: Vista aérea da execução do empreendimento................................................................79
Figura 37: Vista aérea do empreendimento – Vertedouro e Casa de Força 1 ................................79
Figura 38: Esquema da estrutura do vertedouro da UHE Jirau.......................................................80
Figura 39: Dique diabásico na fundação do bloco 09 do vertedouro..............................................82
Figura 40: Mapeamentos das estruturas subverticais, sub-horizontais e inclinados no muro lateral
esquerdo hidráulico.........................................................................................................................83
Figura 41: Detalhe da espessura das feições sub-horizontais.........................................................84
Figura 42: Detalhe das feições sub-horizontais.............................................................................84
Figura 43: Característica da fratura DX1........................................................................................85
Figura 44: Característica da fratura DX2........................................................................................86
Figura 45: Característica da fratura DX3........................................................................................87
Figura 46: Detalhe da planta do projeto de tratamento de fundação do vertedouro de Jirau..........90
Figura 47: Detalhe do perfil do projeto de tratamento de fundação do vertedouro de Jirau...........90
Figura 48: Detalhe das linhas de injeção e drenagem na galeria do vertedouro.............................91
Figura 49: Detalhe típico da galeria do vertedouro.........................................................................91
Figura 50: Caminhão com conjunto injetor utilizado na UHE Jirau...............................................93
Figura 51: Detalhe do piezômetro instalado em Jirau.....................................................................96
Figura 52: Detalhe do nível de atenção para condição de drenos operantes...................................99
Figura 53: Detalhe do nível de atenção para condição de drenos inoperantes..............................100
Figura 54: Região de análise dos furos de sondagem e injeção....................................................102
Figura 55: Resultado do comportamento do maciço rochoso antes do tratamento de vedação....104
Figura 56: Resultado do comportamento do maciço rochoso depois do tratamento de vedação..105
Figura 57: Redução da permeabilidade do maciço após o tratamento de vedação.......................106
Figura 58: Consumo de calda de cimento para o trecho superior – Horizonte entre as cotas 55 m e
52 m...............................................................................................................................................110
Figura 59: Consumo de calda de cimento para o trecho superior – Horizonte entre as cotas 52 m e
x
49 m...............................................................................................................................................111
Figura 60: Consumo de calda de cimento para o trecho superior – Horizonte entre as cotas 49 m e
46 m...............................................................................................................................................111
Figura 61: Consumo de calda de cimento para o trecho superior – Horizonte entre as cotas 46 m e
49 m...............................................................................................................................................112
Figura 62: Consumo de calda de cimento para o trecho superior – Horizonte entre as cotas 43 m e
40 m...............................................................................................................................................112
Figura 63: Consumo de calda de cimento para o trecho superior – Horizonte entre as cotas 40 m e
37 m...............................................................................................................................................113
Figura 64: Consumo de calda de cimento para o trecho superior – Horizonte entre as cotas 37 m e
33 m...............................................................................................................................................113
Figura 65: Consumo de calda de cimento para o trecho superior – Horizonte entre as cotas 34 m e
31 m...............................................................................................................................................114
Figura 66: Consumo de calda de cimento para o trecho superior – Horizonte entre as cotas 31 m e
29 m...............................................................................................................................................114
Figura 67: Análise geral de consumo de calda de cimento para cada ordem de furo...................116
Figura 68: Comparação da absorção total medida com absorção descontando o preenchimento do
furo................................................................................................................................................117
Figura 69: Gráfico com resultado da eficiência das cortinas de injeção com Serra da Mesa.......120
Figura 70: Resultados das leituras dos instrumentos no bloco VT-01..........................................122
Figura 71: Resultados das leituras dos instrumentos no bloco VT-03..........................................123
Figura 72: Resultados das leituras dos instrumentos no bloco VT-05..........................................123
Figura 73: Resultados das leituras dos instrumentos no bloco VT-08..........................................124
Figura 74: Resultados das leituras dos instrumentos no bloco VT-10..........................................124
Figura 75: Leitura real dos piezômetros em 27/12/2011 comparados com as leituras limites
indicadas em projeto.....................................................................................................................126
xi
LISTA DE TABELAS
Tabela 01: Classificação do maciço rochoso baseada no SPI e considerações sobre o tratamento
por injeção.......................................................................................................................................31
Tabela 02: Valores de subpressão de Cruz....................................................................................72
Tabela 03: Dados técnicos de Jirau.................................................................................................81
Tabela 04: Quantitativo de tratamento profundo nas estruturas da UHE Jirau...............................88
Tabela 05: Frequência de leituras dos instrumentos em Jirau.........................................................97
Tabela 06: Critérios de permeabilidade de Loczy.........................................................................103
Tabela 07: Permeabilidade do maciço detalhado para cada horizonte..........................................106
Tabela 08: Classe de consumo de calda de cimento.....................................................................109
Tabela 09: Peso de calda de cimento...........................................................................................109
Tabela 10: Comparação da permeabilidade x consumo nos furos de injeção – primários de calda
para cada horizonte analisado.......................................................................................................115
Tabela 11: Comparação da permeabilidade x consumo de calda nos furos de verificação para cada
horizonte analisado.......................................................................................................................116
Tabela 12: Resultados dos piezômetros com medição em 27/12/2013........................................125
xii
LISTA DE EQUAÇÕES
kequiv : Permeabilidade média equivalente..................................................................................25
Pe: Carga efetiva.......................................................................................................................26
PE: Perda d’água específica......................................................................................................27
K: Permeabilidade.....................................................................................................................27
Cf: Coeficiente de forma...........................................................................................................27
k : Coeficiente de permeabilidade.............................................................................................28
F: Fator de forma.......................................................................................................................28
PE’: Perda d’água turbulenta....................................................................................................29
k’: Coeficiente de permeabilidade turbulenta...........................................................................29
GIN: Método de injeção GIN....................................................................................................54
FS: Fator de segurança..............................................................................................................63
xiii
LISTA DE SÍMBOLOS, NOMENCLATURA E
ABREVIAÇÕES
Pari Passu: simultaneamente
Case: caso
RMR: Rock mass ratings
RQD: Rock quality designation
Q: Tunneling quality index
GSI: Geological stength index
NBR: Norma Brasileira Regulamentadora
EPA: Ensaio de perda d’água
ABGE: Associação Brasileira de Geologia de Engenharia
atm: pressão atmosférica
m: metro
min : minuto
l: litro
kgf: quilograma-força
cm: centímetros
pm: pressão manométrica
t: tonelada
mm: milímetros
“: polegadas
mca: metro de coluna da água
s: segundo
HXG: código de produto (furo de sondagem de 100 mm)
NXG: código de produto (furo de sondagem de 75 mm)
IPT: Instituto de Pesquisas Tecnológicas
rpm: Rotações por minuto
piping: erosão interna
Split-Spacing: espaço dividido
h: horas
A/C: Relação água/cimento
xiv
GIN: grouting intensity number
QEGC: Quantitalively engineered grout cutain
NA: nível de água
CBGB: Comitê de Grandes Barragens Brasileiras
USBR: U.S. Bureau of Reclamation
USACE: U.S. Army Corps of Engineers
MW: megawatts
ɸ: Diâmetro
ATO: Assistente técnico de obra
H: Altura de água (coluna de água)
xv
LISTA DE ANEXOS
Anexo I: Boletim de EPA de Jirau
Anexo II: Ábaco de ensaio de perda de carga
Anexo III: Perfil geológico-geotécnico
Anexo IV: Boletim de injeção
Anexo V: Relatório Geral
xvi
SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO...........................................................................................................................1
1.1. CONSIDERAÇÕES...................................................................................................................1
1.2. JUSTIFICATIVA.......................................................................................................................2
1.3. OBJETIVOS..............................................................................................................................3
1.3.1.OBJETIVO GERAL..............................................................................................................................................3
1.3.2. OBJETIVOS ESPECÍFICOS................................................................................................................................3
1.4. ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO.........................................................................................3
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA..................................................................................................5
2.1. FUNDAÇÕES DE BARRAGENS DE CONCRETO: MACIÇOS ROCHOSOS.....................5
2.2.1. CARACTERÍSTICAS DOS MACIÇOS ROCHOSOS.........................................................................................6
2.2.1.1. COMPORTAMENTO MECÂNICO....................................................................................................................6
2.2.1.2. COMPORTAMENTO HIDRÁULICO................................................................................................................9
2.2.1.2.1. Ensaio de perda d’água sob pressão..............................................................................................................12
2.2.1.2.2. Perda de carga...............................................................................................................................................24
2.2.1.2.3. Determinação do coeficiente de permeabilidade...........................................................................................25
2.2. TRATAMENTO PROFUNDO DE FUNDAÇÃO COM CALDA DE CIMENTO................32
2.2.1. HISTÓRICO.......................................................................................................................................................32
2.2.2. DEFINIÇÃO E OBJETIVO DAS CORTINAS..................................................................................................33
2.2.3. TIPOS DE CORTINAS......................................................................................................................................35
2.2.4. PROJETO............................................................................................................................................................36
2.2.5. PLANEJAMENTO.............................................................................................................................................42
2.2.6. CALDA DE CIMENTO......................................................................................................................................45
2.2.7. PRESSÃO DE INJEÇÃO...................................................................................................................................49
2.2.8. EFICIÊNCIA DA CORTINA.............................................................................................................................50
2.2.9. OUTROS MÉTODOS.........................................................................................................................................54
2.2.9.1. MÉTODO GIN ................................................................................................................................................54
2.2.9.2. MÉTODO QEGC.............................................................................................................................................57
2.3. SUBPRESSÃO........................................................................................................................59
2.3.1. CORTINAS DE DRENAGEM ..........................................................................................................................60
2.3.2. ANÁLISE DE SUBPRESSÃO ATRAVÉS DE MODELAGEM.......................................................................62
2.3.3. CRITÉRIOS DE SUBPRESSÃO........................................................................................................................68
2.3.3.1. CRITÉRIO U.S. ARMY CORPS OF ENGINEERES.........................................................................................68
2.3.3.2. CRITÉRIO U.S.BUREAU OF RECLAMATION...............................................................................................69
2.3.3.3. CRITÉRIO DE CRUZ (1996)...........................................................................................................................70
xvii
2.3.3.4. CRITÉRIO ELETROBRÁS (2001)....................................................................................................................72
2.3.4. MÉTODO DE ANÁLISE RACIONAL..............................................................................................................73
3. ESTUDO DE CASO.................................................................................................................78
3.1. O PROJETO.............................................................................................................................78
3.2. GEOLOGIA LOCAL...............................................................................................................81
3.2.1. ESTRUTURAS SUBHORIZONTAIS DXS.......................................................................................................82
3.3. TRATAMENTO DE FUNDAÇÃO.........................................................................................87
3.4. MONITORAMENTO DO TRATAMENTO: INSTRUMENTAÇÃO....................................95
3.5. SUBPRESSÃO........................................................................................................................98
4. ANÁLISES REALIZADAS...................................................................................................101
4.1. ANÁLISE DA REDUÇÃO DA PERMEABILIDADE.........................................................101
4.1.1. METODOLOGIA DE ANÁLISE.....................................................................................................................101
4.1.2. APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS........................................................................................................103
4.1.3. CONCLUSÃO DOS RESULTADOS...............................................................................................................107
4.2. ANÁLISE DA REDUÇÃO DA ABSORÇÃO DE CALDA DE CIMENTO........................108
4.2.1. METODOLOGIA DE ANÁLISE.....................................................................................................................108
4.2.2. APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS........................................................................................................110
4.2.3. CONCLUSÃO DOS RESULTADOS...............................................................................................................117
4.3. ANÁLISE DA SUBPRESSÃO..............................................................................................121
4.3.1. METODOLOGIA DE ANÁLISE.....................................................................................................................121
4.3.2. APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS........................................................................................................122
4.3.3. CONCLUSÃO DOS RESULTADOS...............................................................................................................126
5. CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS...................................130
5.1. CONCLUSÃO.......................................................................................................................130
5.2. SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS....................................................................131
REFERÊNCIAS........................................................................................................................132
ANEXO....................................................................................................................................138
ANEXO I......................................................................................................................................138
ANEXO II....................................................................................................................................139
ANEXO III...................................................................................................................................140
ANEXO IV...................................................................................................................................143
ANEXO V....................................................................................................................................144
xviii
1
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
1
INTRODUÇÃO
1.1.
CONSIDERAÇÕES
O Brasil possui um dos maiores parques hidrelétricos do mundo, dispondo de um
potencial hidrelétrico de 240 milhões de quilowatts, (AGÊNCIA NACIONAL DE
ENERIA ELÉTRICA, 2015). Sua capacidade de geração é semelhante à posição da
Arábia Saudita e do Iraque em relação ao petróleo, porém com a vantagem de mais de
90% da capacidade de energia ser baseada em dois elementos gratuitos: a gravidade e a
água (SILVA, 2014).
A primeira barragem construída no país foi Ribeirão do Inferno, em Diamantina no
Estado de Minas Gerais, em 1883, e desde então o país se tornou um dos grandes
fornecedores de conhecimento e adoção de práticas nesta disciplina, onde fortes
exigências técnicas estão já classicamente consagradas.
Existem muitas discussões e controvérsias ainda sobre a real necessidade e importância
das cortinas de injeção no tratamento das fundações. Muitos profissionais acreditam que
o serviço poderia ser barateado e reduzido se as cortinas de injeções fossem concentradas
nas regiões de maiores consumos e se fosse dada maior ênfase às cortinas de drenagem.
Outros profissionais, não descartam a execução de uma cortina de injeção em toda a
estrutura. Esta é uma atividade que varia de projetista para projetista e que dificilmente
segue um critério específico de adoção de profundidade, diâmetro, equipamentos ideais
entre outras características.
A respeito da eficiência destas cortinas, muitos trabalhos foram desenvolvidos entre as
décadas de 80 e 90, onde grandes obras de barragens estavam sendo construídas no país,
como é caso de Porto Primavera (SP), Ilha Solteira (SP) e Itaipu (PR), todas executadas
em formações geológicas basálticas. Depois de conceitos criados, pouca coisa foi
estudada e expandida para formações graníticas, exceto em alguns casos apresentados em
seminários como o trabalho de Silva e Duarte (1992) a respeito da Barragem de Serra da
Mesa.
2
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Existem ainda muitas técnicas e práticas baseadas somente no empirismo e é necessário
aprimorar e avançar em conceitos para que os empreendimentos possam ser mais bem
sucedidos, reduzindo o custo da atividade e o prazo de execução destes trabalhos, muitas
vezes, caminho-crítico no planejamento de estruturas.
O avanço tecnológico dos últimos anos nos traz recursos suficientes para aprimorar os
conhecimentos teóricos, permitindo que se chegue muito próximo do que realmente
ocorre no subsolo e dar soluções mais eficazes para cada situação, usando para isso,
estudo em grandes obras do país, onde é possível analisar as metodologias e os resultados
dos tratamentos indicados para as fundações de barragens de concreto.
1.2.
JUSTIFICATIVA
Esta pesquisa visa aperfeiçoar os conhecimentos teóricos e práticos envolvidos nas
atividades de tratamentos profundos em fundações rochosas de barragens de concreto,
mostrando a sua contribuição na redução da subpressão, um tema que até muitos anos não
se comentava e que depois de acidentes causados por esta força, é um dos principais
fatores a serem considerados no dimensionamento e tratamento das fundações.
Apresenta os resultados da eficiência deste tratamento no que tange a redução da
permeabilidade do maciço antes e depois da injeção de calda na fundação, e seu
desempenho na vedação de descontinuidades sub-horizontais no sentido do fluxo.
Corrobora ainda, com procedimentos e equipamentos que vem sendo utilizados em
grandes canteiros de obras, diferentes dos métodos já consagrados e abordados nas
maiores referências bibliográficas.
3
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
1.3. OBJETIVOS
1.3.1. OBJETIVO GERAL
Analisar a eficiência de um tratamento de fundação convencional de injeção com calda
de cimento em uma fundação de granito de uma barragem de concreto que apresenta
fraturas sub-horizontais.
1.3.2. OBJETIVOS ESPECÍFICOS
Os objetivos específicos desta pesquisa são:
a) Analisar a eficiência do tratamento profundo de fundação por meio da redução
da permeabilidade;
b) Analisar a eficiência do tratamento profundo de fundação por meio da redução
do consumo de calda de cimento pari passu com o andamento da atividade;
c) Analisar a eficiência do tratamento profundo de fundação nos valores de
subpressão através da análise piezométrica;
1.4. ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO
A dissertação foi subdividida em cinco capítulos.
O Capítulo 1 apresenta e comenta a motivação e intuito desta pesquisa no campo do
conhecimento científico.
O Capítulo 2 apresenta a revisão bibliográfica, subdividida em quatro subcapítulos, onde
descreve os princípios do comportamento dos maciços rochosos como material de
fundação de barragens de concreto (comportamento mecânico, comportamento hidráulico
e coeficiente de permeabilidade), tratamento profundo com calda de injeção de cimento
e força de subpressão.
O Capítulo 3 descreve o projeto da AHE Jirau, mostrando suas principais características
geológicas e detalhes do projeto de tratamento.
4
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
No Capítulo 4 são detalhadas as análises realizadas: a metodologia, apresentação dos
resultados e conclusão dos mesmos.
O Capítulo 5 conclui o trabalho como um todo e sugere abordagens para novas pesquisas
na área.
5
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
2
REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
2.1. FUNDAÇÕES DE BARRAGENS DE CONCRETO: MACIÇOS ROCHOSOS
“De acordo com Muller (1995 apud SILVA, 2014) uma barragem é uma construção
destinada a barrar um curso d’água e proporcionar a formação de um reservatório, criando
com isso um desnível entre montante e jusante”, podendo ser construída de concreto,
solos ou enrocamento.
Independentemente do tipo de estrutura e do seu material constituinte, qualquer obra de
engenharia transfere grandes esforços à sua base de apoio, sendo ela apoiada em uma
fundação de solo ou rocha. E para conter estes esforços, é necessário que as fundações
possuam características adequadas, como: alta resistência e baixa deformabilidade. Este
seria o terreno “ideal”, porém normalmente não é o que se encontra.
Hsu et al. (1970 apud LEVIS, 2006) afirmam que, para fundações de obras hidráulicas,
a permeabilidade é uma das características mais importantes, e sugerem que no caso de
os materiais apresentarem baixa resistência e alta permeabilidade, estes devem ser
removidos. Já, quando o maciço possui resistência e deformabilidade aceitável, mas seja
muito permeável, torna-se necessário o tratamento.
Assim, no que se refere à construção de barragens, vários autores destacam que para
estruturas de concreto, as fundações sejam levadas até o maciço rochoso, pois como
Silveira (2003) afirma, enquanto a deformabilidade dos aterros em solo ou enrocamento
são superiores à dos maciços rochosos, tornando-se pouco influenciados pela
deformabilidade da fundação, as barragens em concreto são mais susceptíveis à
deformabilidade da rocha de fundação.
Lagos Filho e Geraldo (1998) recomendam que as fundações de estruturas de concreto se
situem sobre rochas para tirar proveito da melhor qualidade da fundação, podendo tornar
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
as estruturas de concreto mais esbeltas, e mesmo barragens de terra têm vantagens quando
são construídas sobre este tipo de material, pois eliminam problemas como recalques,
deslizamentos ou erosão interna, causados por defeitos nas fundações.
Mesmo que a fundação da barragem seja um maciço rochoso, isso não exclui a
possibilidade de defeitos e necessidade de correções e reforços, pois em relação ao terreno
de fundação, tem-se pouco controle. As rochas possuem diversas fraturas e falhas que
podem colocar em risco todo o projeto. Massad (2003) alerta que não há outra forma de
resolução do problema a não ser conviver com ele, tentando buscar um bom tratamento
de fundações para melhorar suas características.
Gama (2012) ressalta que em maciços rochosos de origem vulcânica, é comum surgirem
grandes canais subsuperficiais, enquanto que em rochas solúveis (calcários) a dissolução
dos minerais podem formar cavidades de dimensões consideráveis dentro do corpo
rochoso.
2.2.1. CARACTERÍSTICAS DOS MACIÇOS ROCHOSOS
O maciço rochoso possui duas características importantes: o seu comportamento
mecânico e o seu comportamento hidráulico.
2.2.1.1. Comportamento Mecânico
Em relação às propriedades dos maciços rochosos, tanto físicas como mecânicas, quando
trabalhamos com este tipo de material, possuímos uma condição de qualidade superior se
comparados a um solo de qualquer espécie. Somente a denominação “maciço rochoso”
ou “rocha” aparenta dar a garantia de um material de maior resistência, durabilidade,
menor permeabilidade e deformabilidade.
Porém, quando nos referimos a uma rocha, estamos tratando de um material sólido,
intacto, sem defeitos, e aí sim garantimos todas as boas qualidades já mencionadas. Mas,
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BARRAGEM DE CONCRETO
esta rocha intacta é apenas uma fração do maciço como um todo, sendo a outra fração
composta por descontinuidades, como menciona Fiori e Carmignani (2009).
A norma 6502 (NBR, 1995) define rocha como sendo um material sólido, consolidado e
constituído por um ou mais minerais, com características físicas e mecânicas específicas
para cada tipo. O maciço rochoso é definido como uma porção de uma ou mais formações
geológicas, caracterizada por suas rochas e descontinuidades, sendo estas todas as
estruturas geológicas que interrompem a continuidade física dos maciços rochosos. Isso
reitera que a qualidade do material que se utiliza dependerá sempre da escala de trabalho,
sendo na maior parte dos casos uma escala que considera a rocha e suas descontinuidades
(maciço rochoso).
Uma das formas mais tradicionais de atestar a qualidade mecânica das rochas são as
classificações geomecânicas. Elas foram elaboradas devido as limitações encontradas na
realização de ensaios em campo que medissem a resistência e deformabilidade, sendo
formas sistemáticas de registrar experiências obtidas em outros lugares, relacionando-as
com a situação encontrada (COSTA, 2009). A primeira utilização desta sistemática
aconteceu em 1946 por Karl Terzaghi, onde o maciço foi dividido em categorias de
comportamento pela descrição qualitativa.
O sistema mais utilizado é o RMR de Bieniawski (1976), atualizado em 1989, que se
baseia em cinco classes, com os seguintes parâmetros (COSTA, 2009):
a) Resistência a compressão uniaxial da rocha intacta;
b) Índice de qualidade da rocha, RQD, aplicado nos testemunhos de sondagem
rotativa;
c) Espaçamento das descontinuidades;
d) Padrão das descontinuidades (rugosidade, abertura, persistência, alteração das
paredes e preenchimento);
e) Ação da água;
f) Ajuste para a orientação das descontinuidades em relação ao talude avaliado.
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Além do sistema RMR, Barton et al. (1974 apud COSTA, 2009) propôs o índice de
qualidade Q para determinar as características do maciço e indicar tratamentos de
suportes do mesmo, partindo também do RQD dos testemunhos de sondagens e índices
de número de famílias de descontinuidades, rugosidade das suas paredes, ação da água
subterrânea e estado de tensão do maciço.
A partir destes sistemas de classificação geomecânica do maciço, Hoek (1994 apud
COSTA, 2009) definiu o GSI, que pode ser calculado tanto para fins de RMR, como Q.
O GSI visa apenas estimar os parâmetros do maciço rochoso, enquanto os outros estimam
parâmetros e soluções para os problemas de engenharia. Assim, Hoek propôs que o RMR
e o Q sejam corrigidos, eliminando os parâmetros de agentes externos à qualidade do
maciço (COSTA, 2009).
Visando mais a deformabilidade dos maciços rochosos, Silveira (2003) diz que esta
característica se distribui num amplo campo de variação, influenciada por vários fatores,
como o tipo de rocha, o seu estado de alteração, xistosidade, diaclasamento, aberturas e
preenchimentos das descontinuidades, estas de maior relevância (tanto para
comportamento hídrico, como mecânico).
Um fator importante sobre os maciços rochosos é a sua anisotropia, que dificulta o
conhecimento integral do comportamento de cada material. Ela provém parte da
anisotropia própria da rocha, e a outra parte, das famílias de descontinuidades que cortam
essas rochas no maciço, sendo esta segunda parcela mais importante. A anisotropia total
do maciço deverá sofrer variação local devido às variações dos fatores petrográficos e
geológicos. Ruiz (1963 apud SILVEIRA, 2003) destacou que essa anisotropia total pode
ser reduzida pela eliminação total ou parcial da anisotropia referente aos fatores
geológicos (adquirida) e um método para isso é a injeção com calda de cimento,
lembrando que anisotropia referente aos fatores petrográficos (intrínseca) não pode ser
alterada.
Sobre resistência e deformabilidade, Fiori e Carmignani (2009) acrescentam que as
descontinuidades são o principal fator no controle delas e que a resistência de uma massa
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
de rocha depende mais das descontinuidades presentes do que da própria resistência da
rocha intacta.
Conforme a profundidade do maciço aumenta, o estado de tensão devido ao peso próprio
do maciço sobrejacente tende a fechar as fraturas, fazendo com que a deformabilidade do
maciço rochoso se aproxime ao da rocha intacta. Porém, os processos de escavação com
explosivos promovem abalo superficial, aumentando a abertura das fraturas nesta região
(SILVEIRA, 2003).
No caso de barragens, ainda existe a contribuição do reservatório, no processo de
enchimento e estabilização. Portanto, destaca-se que no comportamento das obras
apoiadas sobre maciços rochosos, as deformações são influenciadas pelo tempo, em parte
pelo fato de existir uma solicitação permanente devido ao peso próprio da barragem e das
solicitações hidrostáticas, as quais podem inserir estados de tensões significativos e, por
outro lado, dos maciços rochosos mais alterados, onde os mesmos podem exibir fluência
apreciável, mesmo sob tensões moderadas. Com isso, comumente se pode observar nas
fundações de barragens (em particular de concreto com alturas de 50 m a 100 m)
deformações em função do tempo.
2.2.1.2. Comportamento Hidráulico
Diferentemente dos solos em que a percolação de água se dá pelos diversos poros
existentes, a água no maciço rochoso percola prioritariamente pelas suas fraturas. Gama
(2012) afirma que no solo a condutividade ou permeabilidade se dá pela característica do
corpo como um todo (tamanho dos grãos, vazios, forma dos grãos etc) enquanto que no
maciço rochoso a permeabilidade é condicionada às suas falhas ou fraturas (abertura,
espaçamento e preenchimento).
Em relação a nomenclatura usada para caracterizar a facilidade ou não da passagem de
água pelo maciço rochoso, a norma 6502 (NBR, 1995) denomina como condutividade
hidráulica para as rochas e permeabilidade para o caso de solos.
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Em maciços rochosos, com muitas famílias de descontinuidades, sendo estas pouco
espaçadas entre si, a água se comporta como em solos porosos, pois há um alto grau de
conectividade entre os vazios, e as variações do nível freático são graduais e se verificam
somente em grandes áreas. Já nos maciços rochosos pouco fraturados, com poucas
famílias de descontinuidades, onde o espaçamento entre elas é grande, a pressão da água
varia consideravelmente de uma descontinuidade a outra, ou de um local para outro
(FIORI; CARMIGNANI, 2009).
Com relação a mensuração do quanto o maciço é fraturado, a norma 6502 (NBR, 1995)
indica que quando existem entre cinco e dez fraturas por metro de extensão, pode-se
caracterizar a rocha como pouco fraturada. Para maciços com mais de vinte fraturas por
metro de extensão, a rocha passa a ser denominada como extremamente fraturada.
Dos possíveis parâmetros geométricos das descontinuidades, como direção, inclinação, e
outros, o grau de interação das descontinuidades é um dos mais importantes, e um dos
mais difíceis de serem avaliados (FIORI; CARMIGNANI, 2009).
Na maior parte dos casos, a parcela de permeabilidade mais importante e significativa é
a parcela referente às descontinuidades do maciço. Para Azevedo e Albuquerque Filho
(1998), nas rochas cristalinas que possuem um baixo grau de porosidade, o escoamento
da água pela matriz é praticamente nulo, e assim toda percolação se torna dependente das
descontinuidades existentes.
Sendo a permeabilidade para estas rochas, na grande maioria, menor que 10-8 cm/s, a
matriz pode ser considerada como impermeável se comparada com as descontinuidades
que, mesmo com aberturas muito pequenas, apresentam valores de condutividade
hidráulica significativamente maior, e assim, efetivamente controlam o fluxo nos maciços
rochosos fraturados.
Para granitos, a permeabilidade pode tender à zero em profundidade, devido ao
confinamento. Já na superfície, por alívio de tensões, as fraturas se encontram mais
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
abertas, resultando não só o aumento da permeabilidade do maciço, como também no
desenvolvimento de juntas de tração, como se pode observar na figura 01 (AZEVEDO;
ALBUQUERQUE FILHO, 1998).
Figura 01: Comportamento da permeabilidade em granitos e rochas metamórficas de alto grau - gnaisses,
migmatitos, granulitos (AZEVEDO; ALBUQUERQUE FILHO, 1998).
Considerando-se todos esses parâmetros, Celestino (1986 apud AZEVEDO;
ALBUQUERQUE FILHO, 1998) diz que em geral, as descontinuidades nos maciços são
de dimensões finitas quando comparadas à escala do problema, porém o fluxo em uma
fratura depende das demais. Isso significa que para a água fluir através de fraturas em
certa direção, a água terá que percolar através de outras fraturas, em outras direções para
se interconectarem às primeiras.
Baseado nisto, Celestino (1986 apud AZEVEDO; ALBUQUERQUE FILHO, 1998)
afirma que não se pode tratar individualmente cada uma das descontinuidades presentes
no maciço, como no método do escoamento das fraturas. Para determinar os parâmetros
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
hidráulicos dos maciços, utilizam-se dois métodos: amostragem de fraturas e ensaios
hidráulicos de campo, sendo este último detalhado no item 2.2.1.2.1.
O primeiro método consiste na obtenção das informações acerca do sistema de
faturamento do maciço (como o número de famílias, orientação, abertura, espaçamento,
preenchimento etc.), a partir das quais é obtido um tensor de permeabilidade, através de
determinação analítica. Este tensor de permeabilidade seria a determinação espacial dos
módulos e das direções principais (triortogonais) da permeabilidade. A maior dificuldade
deste método é a obtenção das informações representativas do faturamento. Neste
método, estão implícitas as hipóteses de uniformidades de variáveis dos sistemas de
fraturas, além da sua extensão infinita, quando, realmente, as grandezas são
estatisticamente distribuídas de diferentes formas, como por exemplo, o espaçamento que
apresenta nos maciços uma distribuição exponencial, a abertura que apresenta uma
distribuição log normal e a orientação, representada por uma distribuição normal
hesférica (AZEVEDO; ALBUQUERQUE FILHO, 1998).
2.2.1.2.1. Ensaio de Perda D’Água Sob Pressão
Os ensaios hidráulicos de campo foram desenvolvidos principalmente para se conhecer o
coeficiente de permeabilidade (k) do maciço rochoso. Dentre estes ensaios, pode-se
destacar o ensaio de perda d’água sob pressão (furo único), infiltração, e o mais recente
que é o tridimensional (múltiplos furos). Mesmo existindo diversos métodos para definir
os parâmetros hidráulicos dos maciços rochosos, praticamente todos possuem limitações
(AZEVEDO; ALBUQUERQUE FILHO, 1998).
Atualmente, o melhor método apresentado para determinação destes parâmetros, consiste
na injeção ou bombeamento de água em um trecho de um furo e observação em trechos
de furos circunvizinhos (AZEVEDO; ALBUQUERQUE FILHO, 1998). É o método
denominado de tridimensional, ou ensaio de furos múltiplos, para obtenção de uma rede
tridimensional de condutividade.
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Neste caso, o ensaio se baseia na solução geral do problema da variação de carga
hidráulica com o tempo, em um ponto qualquer de um meio anisotrópico, causada pela
injeção de uma vazão constante em outro ponto do mesmo meio. Para a realização do
ensaio de múltiplos furos, não se necessita o conhecimento prévio das direções principais
e os volumes ensaiados podem ser controlados pela escolha do espaçamento entre os furos
de injeção e os de observação. Também não é necessária a elaboração de nenhuma
hipótese a princípio, sobre qualquer propriedade das fraturas. Este método é ainda capaz
de detectar a presença, na região ensaiada, de uma feição muito permeável, ou muito
impermeável (QUADROS, 1992 apud AZEVEDO; ALBUQUERQUE FILHO, 1998).
Em 1990, foram realizados estudos hidrológicos e hidrogeotécnicos tridimensionais na
Usina Hidrelétrica de Porto Primavera, elaborados por Tressoldi et al (1990 apud LEVIS,
2006). Nas fundações em basalto, executaram-se sete furos de sondagem rotativa
verticais, com 12 m de profundidade cada. Através da intercomunicação por
bombeamento de diferentes combinações de furos, com diversos planos e direções,
obteve-se hidrotomografias completas do local, em distâncias de 5, 15 e 40 m, como
mostra a figura 02. Esta análise em três escalas permite a consideração do meio como
discreto ou contínuo, dependendo do número de fraturas presentes na região. Para essas
distâncias, os autores encontraram médias geométricas dos valores de condutividade
hidráulica 2,5 a 3 vezes maiores na escala menor. Nas maiores, possivelmente ocorrem
fraturas e contatos com baixo grau de interconexão (LEVIS, 2006).
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 02: Configuração dos ensaios em plantas nas escalas de 5, 15 e 40 m (TRESSOLDI ET AL., 1990
apud LEVIS, 2006).
Hsieh et al (1983 apud LEVIS, 2006) afirmam que ao considerar o maciço rochoso como
um meio discreto, levando-se em conta as geometrias individuais de cada fratura, o ensaio
de único furo é necessário para determinar a abertura das fraturas, enquanto o ensaio de
múltiplos furos é usado para investigar a orientação e a interconectividade entre os pontos.
A maior vantagem do ensaio de furo único é a sua simplicidade de execução, pois os
resultados geralmente não representam as características do maciço como um todo,
limitado ao entorno ensaiado. Mesmo o ensaio de múltiplos furos apresentando melhores
resultados, no Brasil ainda se utiliza em grande escala o ensaio de furo único, EPA, como
é conhecido.
O ensaio de furo único, deriva do ensaio proposto pelo geólogo Maurice Lugeon, em
1933, que se mostrou satisfatório para avaliar a condutividade hidráulica da rocha e
investigar a sua injetabilidade (PORTO, 2002). O ensaio proposto por Lugeon, como é
mostrado no detalhe da figura 03, é realizado sob a pressão de 1 MPa, ou 10 kgf/cm², a
qual é aplicada em todos os trechos do furo de sondagem, independentemente da
profundidade do trecho ensaiado. A quantidade de água injetada é avaliada em
litro/minuto por metro de furo sob a pressão de 10 atm, ou 10 kgf/cm², denominando-se
como unidade Lugeon, o que equivale a uma perda d’água específica PE= 1
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
l/min.m.10atm. A partir do ensaio, adotaram-se as seguintes hipóteses para avaliar a
injetabilidade do maciço rochoso (PORTO, 2002):
a) A rocha do maciço é considerada estanque ou de baixa permeabilidade, quando o
ensaio de perda d’água apresentar um resultado menor que a unidade Lugeon
(1l/min.m.10atm), e neste caso a rocha não necessitará de tratamento por injeção
de material de impermeabilização;
b) A rocha do maciço é considerada permeável quando o ensaio de perda d’água
apresentar resultado maior do que a unidade Lugeon (1l/min.m.10atm) e, nesse
caso, a rocha deverá ser tratada por injeção de material impermeabilização.
Figura 03: Detalhe do modelo do ensaio de Lugeon (GAMA, 2012).
O ensaio foi utilizado a partir da década de 50, devido à implantação de importantes
aproveitamentos hidrelétricos, com importantes modificações conforme descritas por
Corrêa Filho e Iyomasa (1983 apud PORTO, 2002):
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
a) Em 1954, as pressões de injeção de água passaram a ser relacionadas com a
profundidade, sendo aplicado10 kPa (0,1 kgf/cm²) de profundidade do trecho
ensaiado, correspondendo a 2 kPa (0,2 kfg/cm²) por metro de profundidade de
furo, aproximadamente. Assim, não se aplicava mais a pressão de 10 kfg/cm² ao
longo do furo, conforme preconizado por Lugeon, e para o ensaio realizado nessa
nova condição de pressão foi introduzida uma nova unidade expressa em
litro/(min.metro.kgf/cm²), a unidade de perda d’água específica (PE). Esse critério
de pressão máxima do ensaio relacionado com a profundidade do trecho ensaiado
é aplicado até hoje. Tal critério tem como prerrogativa, para definir a pressão
máxima do ensaio, a densidade média do maciço sobreposto, ou seja, a pressão
aplicada em uma hipotética fissura plana da rocha deverá ser menor à pressão
provocada pelo peso do bloco de rocha situado acima dessa fissura, evitando,
assim, alterações dos parâmetros geomecânicos e hidrogeológicos das fraturas da
rocha;
b) Em 1968, as pressões efetivas de cálculo do valor da perda d’água passaram a
levar em consideração os efeitos do atrito exercido pela água nas paredes internas
das tubulações e conexões utilizadas na composição do ensaio;
c) Em 1975, estabeleceram-se diretrizes para execução dos ensaios de perda d’água,
editadas pela ABGE, sendo um marco para a padronização dos procedimentos de
execução, cálculos, interpretação e comparação dos resultados obtidos nos ensaios
de diversas obras. Esse ensaio busca determinar a permeabilidade de maciços
rochosos de fundação de barragens, com o objetivo de se estudar a percolação e
possíveis tratamentos de impermeabilização.
d) Após 1975, pouco foi acrescentado aos procedimentos do ensaio.
Ainda no estudo de Porto (2002), este cita que Pierre (1973) reconhece o teste de perda
d’água como um critério de injetabilidade da rocha, alertando que alguns autores têm
mostrado que o total de água injetada sob pressão absorvida pela rocha, não é um
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
parâmetro intrínseco de sua permeabilidade, mas preferencialmente do seu grau de
faturamento, como já comentado por outros autores. Porém, após a execução das injeções
com calda de cimento para tratamento da rocha de fundação da barragem, espera-se que
o ensaio seja realizado em meio mais homogêneo, permitindo um fluxo laminar da água
de ensaio de forma a expressar a condutividade hidráulica do maciço nos locais ensaiados.
Atualmente, o ensaio de perda d’água sob pressão consiste em injetar água sob pressão
em um trecho de um furo de sondagem e medir a quantidade de água que penetra pelo
maciço em um determinado tempo, sob uma dada pressão. O ensaio se realiza em vários
estágios de pressão em que cada um destes estágios é mantido durante um período mínimo
para se obter uma vazão constante, conseguindo desta forma um fluxo permanente. A
absorção de cada estágio é anotada em termos de vazão (l/min), e para cada conjunto de
valores absorção x pressão, é possível obter-se resultados de permeabilidade do trecho
ensaiado (OLIVEIRA; SILVA; FERREIRA, 1975).
Porto (2002) aconselha tecnicamente, que o ensaio de perda de água seja realizado
durante a execução da perfuração e em trechos descendentes (3 m a 6 m), donde se
interrompe a perfuração, executa-se o ensaio, e em seguida, retoma-se a perfuração, até a
conclusão do furo. Nesses casos, a confiança no ensaio é maior, quando comparada com
os ensaios executados com a utilização de obturadores duplos. Esses obturadores
dificultam a percepção na superfície de qualquer vazamento ou fuga de água do ensaio,
devido uma vedação imperfeita entre a borracha do obturador e a parede do furo. Os
obturadores mecânicos têm um custo menor, porém exigem mais tempo operacional de
ensaio, por dificuldade de manuseio da tubulação. É possível também, utilizar
obturadores infláveis acoplados às mangueiras, que permitem menor tempo de descida e
retirada do equipamento do interior do furo, porém de custo mais alto. No Brasil, não é
comum o uso destes obturadores pneumáticos.
Porto (2002) descreve, sequencialmente, os procedimentos operacionais do ensaio de
perda d’água sob pressão:
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
a) Com o furo de sondagem obturado e efetuadas todas as medidas de profundidade
do trecho de ensaio, nível d’água do terreno, nível freático, comprimento da
composição e altura do manômetro, injeta-se água com a pressão de 10 kPa do
primeiro estágio do ensaio. Mantém-se injetando água sob pressão constante,
durante o tempo necessário para estabelecer um regime de percolação
permanente. Atingindo esse regime, a cada minuto se registram cinco valores de
vazão correspondentes aos volumes de água lidos no hidrômetro, os quais
representam a absorção de água injetada no maciço. Caso as três primeiras leituras
de vazão não sofram alterações significativas, ou seja, quando a variação dessas
leituras for menor que 10%, o ensaio desse estágio pode ser encerrado, passando
para estágio seguinte de pressão. Geralmente, tem-se adotado um tempo de 10
min para atingir a estabilização do fluxo, para iniciar as leituras de vazão;
b) Após o estágio inicial, aumenta-se cuidadosamente a pressão para o estágio
intermediário, registrando os cinco valores de vazão após a estabilização do fluxo;
c) Aumenta-se gradualmente a pressão do manômetro para aplicar a pressão de
estágio máximo (terceiro estágio de pressão) e, registram-se as vazões conforme
estabelecido no passo anterior;
d) Concluindo o estágio com pressão máxima, dá-se início ao processo de redução
da pressão para o estágio intermediário de pressão (quarto estágio) e, finalmente
se reduz para o estágio mínimo (quinto estágio). Registram-se as vazões da mesma
forma como nos passos anteriores, e em seguida, encerra-se o ensaio;
e) Na folha de campo devem ser registradas todas as anotações indicadas acima.
O anexo I apresenta um modelo de boletim de anotação de campo para realização de
ensaios EPA na AHE Jirau.
Sobre as pressões utilizadas no ensaio, também denominada pressão manométrica (pm),
esta é definida por duas escolas de tendências diferentes (PORTO, 2002):
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
a) A primeira de altas pressões, representada pelo circuito europeu de ensaio, tendo
suas raízes em Maurice Lugeon, com aplicação de pressões de 1 MPa,
independentemente da profundidade do trecho ensaiado;
b) A segunda de baixas pressões, representa a escola americana que considera a
pressão máxima de operação do ensaio igual a 10 kPa de profundidade do trecho
ensaiado;
Segundo Porto (2002), no Brasil, o ensaio de perda d’água adota a segunda escola, que é
das baixas pressões, as quais devem ser aplicadas em cinco estágios, sendo dois estágios
de pressão mínima, dois estágios de pressão intermediária e um estágio de pressão
máxima. É exatamente este critério que foi descrito por Oliveira, Silva e Ferreira (1975)
no manual da ABGE com as orientações do ensaio de perda d’água. Ela recomenda a
aplicação de 25 kPa por metro de profundidade do obturador para determinar a pressão
máxima do ensaio. A partir desta pressão, são determinados os demais estágios.
Assim, as condições de pressões são as seguintes (APGA, 1971 apud OLIVEIRA;
SILVA; FERREIRA, 1975):
a) Pressão máxima: 25 kPa por metro de profundidade do obturador;
b) Pressão intermediária: 50% da pressão máxima;
c) Pressão mínima: 10 kPa.
A adoção de baixas pressões tem sido justificada pela consideração do peso específico
médio dos maciços rochosos ensaiados. Para os maciços rochosos, cujo peso médio está
em torno de 27 kN/m³, supõe-se que a adoção da pressão de 25 kPa por metro de
profundidade do obturador não provoca a ruptura do maciço ensaiado (OLIVEIRA;
SILVA; FERREIRA, 1975).
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Para Oliveira, Silva e Ferreira (1975), a adoção das pressões de ensaio, que são feitas
apenas em função da posição do obturador, deve-se basear também nas condições
geológicas de cada local ensaiado. Como são vários os fatores que se deve levar em
consideração (tipos litológicos, alterações, fraturamentos etc) e sendo estes fatores de
difícil tratamento analítico, constitui única alternativa plausível a execução de ensaios
prévios para se obter dados para esta adoção.
Esses ensaios, executados em trechos representativos dos maciços, serão de longa
duração, pois deverão ser realizados segundo uma maior quantidade de estágios de
pressão. Este número maior de estágios possibilitará a caracterização mais detalhada do
comportamento dos trechos, e, em seguida, poder-se-a fixar bases mais criteriosas para a
adoção das pressões para os ensaios sistemáticos no restante do maciço.
Sobre o comportamento do fluxo nos trechos ensaiados dos maciços rochosos, Levis
(2006) destaca que para os casos de ensaios em furo único, os principais métodos
assumem hipóteses de um meio homogêneo, isotrópico e poroso. Com isso, o cálculo
pode ser realizado considerando um fluxo através das fraturas como laminar ou
turbulento, dependendo das condições do maciço.
Hsieh et al (1983 apud LEVIS, 2006) afirmam, ainda, que os modelos mais utilizados
para o fluxo dos trechos ensaiados são o radial e o esferoidal (ou elipsoidal). No primeiro
caso (radial) tem-se o fluxo como perpendicular e radialmente simétrico ao eixo do furo,
e confinado por limites impermeáveis acima e abaixo do intervalo ensaiado. As
superfícies equipotenciais resultantes formam cilindros concêntricos de altura igual a do
trecho do teste. O esquema do comportamento do fluxo pode ser visto na figura 04:
21
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 04: Modelo de fluxo considerado na análise de ensaios de furo único – Radial (Hsieh et al,1983
apud LEVIS, 2006).
Já, para o caso esferoidal, o fluxo assume uniformidade a partir da linha de alimentação,
posicionada no eixo do intervalo de teste. As equipotenciais resultam em elipsoides com
focos no final do eixo (LEVIS, 2006). A figura 05 apresenta o modelo mencionado:
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BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 05: Modelo de fluxo considerado na análise de ensaios de furo único – Elipsoidal (Hsieh et al,1983
apud LEVIS, 2006).
Levis (2006) comenta que a análise do comportamento do trecho ensaiado, também pode
ser feita através da observação dos gráficos de carga efetiva x vazão, obtidos do ensaio.
Oliveira, Silva e Ferreira (1975 apud LEVIS, 2006) definiram quatro casos teóricos do
comportamento do maciço rochoso. Estes autores mostram, que a condição necessária
para o cálculo do coeficiente de permeabilidade é a existência de um regime laminar sem
alteração das condições físicas das fissuras (caso L1). Os casos estudados estão
apresentados na figura 06:
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BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 06: Casos teoricamente esperados de comportamento do trecho ensaiado (OLIVEIRA; SILVA;
FERREIRA, 1975 apud LEVIS, 2006).
Oliveira, Silva e Ferreira (1975) afirmam que a caracterização hidrogeotécnica, como
qualquer outra, está firmada no quadro geológico local, considerando sempre as
solicitações que as obras irão impor sobre o maciço. Com base neste aspecto, alguns
critérios simplistas do ensaio devem ser revistos para se fazer uma aplicação mais
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BARRAGEM DE CONCRETO
adequada do ensaio. Com isso, os trechos ensaiados, devem, na medida do possível,
sempre serem escolhidos em função das heterogeneidades e descontinuidades do maciço,
visando caracterizar individualmente cada litologia e zona fraturada.
2.2.1.2.2. Perda de Carga
Um fator de fundamental importância que se deve considerar no ensaio de perda d’água
sob pressão, é a perda de carga, gerada pelo atrito da água contra a parede da tubulação
durante a execução do ensaio (PORTO, 2002).
As diretrizes da ABGE (OLIVEIRA; SILVA; FERREIRA, 1975) consideram que uma
tubulação de diâmetro igual ou menor a 19,05 mm (¾”) induz grandes perdas de carga, e
por isso deve ser evitada. As tubulações de diâmetros maiores que 50,8 mm (2”), induzem
perdas de cargas com baixos valores. Por esta razão, recomendam-se a execução de
ábacos de perda de carga para as próprias tubulações que serão usadas nos ensaios de
campo, podendo-se medir diretamente a pressão atuante no ensaio com o uso de
transdutor de pressão ou piezômetro instalado no trecho ensaiado. Contudo, como esta
técnica não é usual nos canteiros de obras, é necessário avaliar a perda de carga por meios
indiretos, com fórmulas e ábacos encontrados nos manuais de hidráulica, mesmo se os
resultados dos ensaios realizados em campo com a própria tubulação serem mais
confiáveis que os encontrados nos manuais.
O ensaio de perda de carga consiste na reprodução de vazões previstas para os ensaios de
perda d’água e na determinação das perdas de carga correspondentes. Deve ser realizado
um ensaio de perda de carga por campanha de sondagem com ensaios de perda d’água.
Com os resultados obtidos e discriminados, é executado então, um ábaco, que é utilizado
durante a campanha de ensaios previstos. Para executar o ábaco, os resultados devem ser
extrapolados para um único e qualquer comprimento, visando à obtenção de valores
médios. Tal medida pressupõe que a perda de carga, por metro linear, é constante para
uma dada tubulação.
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Corrêa Filho (1985 apud PORTO, 2002) recomenda limitar o comprimento da
composição de ensaio entre 10 m e 40 m, para obter uma vazão operacional ideal em
torno de 70 l/min em tubulação com diâmetro de 19,05 mm (¾”), e uma vazão de 220
l/min para tubulação com diâmetro de 25,4 mm (1”). Esses valores foram definidos a
partir do critério proposto pelo autor, no qual se admitia como ideal, uma perda de carga
específica de 1 mca/m de tubulação. A partir dessa premissa é possível calcular os valores
dessas vazões. O anexo II apresenta um exemplo de ábaco para perda de carga para
tubulação de 1”.
2.2.1.2.3. Determinação do Coeficiente de Permeabilidade
O maior interesse dos métodos de conhecimento hidráulico dos maciços rochosos é
determinar o coeficiente de permeabilidade. Este coeficiente, representa uma medida da
maior ou menor facilidade da água se mover dentro do maciço rochoso (FIORI;
CARMIGNANI, 2009).
A determinação em laboratório geralmente é realizada em um bloco de rocha sã, e
segundo Caputo (1987) isso é de pouca representatividade para fins práticos. Na realidade
a presença de aberturas nas formações rochosas, torna sem significado o resultado de tal
determinação.
Para Cruz (2004), num maciço rochoso fraturado, pode-se calcular a permeabilidade
média equivalente (kequiv), que nada mais é do que a soma entre a permeabilidade da rocha
matriz e a condutividade das descontinuidades. Assim, a expressão é dada por:
kequiv = kr + kf e/b
sendo:
kr = Permeabilidade da rocha;
kf = Condutividade da fratura;
e = Abertura;
b = Espaçamento.
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Mas, Levis (2006) explica, que existem várias maneiras e fórmulas para determinar o
coeficiente de permeabilidade de um maciço rochoso após a realização de um ensaio de
perda d’água. No caso de não se dispor de leitura de pressão proveniente de um transdutor
instalado no trecho ensaiado, mas apenas de um manômetro na superfície, a análise se
procede da seguinte maneira:
a) Primeiramente, determina-se a carga efetiva aplicada no trecho ensaiado, em
kgf/cm²:
Pe = (Ha/10) + Pm - Pc
onde:
Ha = carga da coluna d’água (m);
Pm = pressão manométrica medida no topo do furo (kgf/cm²);
Pc = perda de carga na canalização (kgf/cm²);
b) A carga da coluna d’água, deve ser determinada de acordo com a posição do nível
d’água em relação ao trecho ensaiado:
Ha = hm + hob + h/2 : para trechos acima do NA;
Ha = hm + hNA: para trechos abaixo do NA;
Ha = -hNA’ + hm : para trechos com artesianismos.
com:
hm = altura do manômetro (m);
hob = profundidade do obturador (m);
h = comprimento do trecho ensaiado (m);
hNA = profundidade do NA (m);
h’NA = altura do NA em casos de artesianismo (m)
c) Calcula-se a perda d’água específica mediana em l/min.m.kgf/cm²:
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
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PE = Q/(h.Pe)
onde:
Q = vazão (l/min);
Pe = carga efetiva aplicada no trecho (kgf/cm²);
d) Com essas unidades (l/min.m.kgf/cm²), para obter o valor do coeficiente de
permeabilidade em cm/s, Levis (2006) informa que é necessário utilizar um fator
de conversão (1,66 x 10-4 ) multiplicado à PE. Oliveira, Silva e Ferreira (1975)
explicam mais detalhadamente a utilização deste fator de conversão. Eles afirmam
que dentre os diversos métodos de cálculo para determinação do coeficiente de
permeabilidade, poucos deles se aplicam aos meios fissurados. Mencionam que
alguns autores optaram pelo uso de um equivalente ao coeficiente de
permeabilidade aplicando métodos de ensaios próprios de meios porosos. Sugerese, então, o uso de métodos apropriados, como o de Babouchkine (1965 apud
LEVIS, 2006) por exemplo. Este método foi utilizado por Franciss (1970 apud
LEVIS, 2006), para o desenvolvimento de sua tese de doutorado, tendo aplicado
a fórmula abaixo, sem limitações nem adaptações aos diversos casos que analisou:
K = (Q /(2πHL)) x Cf
onde o coeficiente de forma, Cf, adimensional é definido por:
Cf = Ln (0,66L/ (d/2))
sendo:
K = coeficiente de permeabilidade em m/s;
Q = vazão em m³/s;
H = carga hidráulica do trecho em m;
L = comprimento do trecho em m;
d = diâmetro do furo em m.
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e) Ajustando a fórmula para a perda d’água específica (em l/min/m/kg/cm²) e para
um resultado de K em cm/s, vem (OLIVEIRA; SILVA; FERREIRA, 1975):
k = PE x 1,66/2π x 10-4 x Cf
considerando:
F = 1,66/2π x 10-4 x Cf
k = PE x F (cm/s)
Oliveira, Silva e Ferreira (1975). apresentaram uma forma de determinação imediata do
fator de conversão F para os diâmetros mais utilizados em furos, como HXG e HXG (75
mm e 100 mm) e trechos de até 4 m. Contudo, eles afirmam que este coeficiente de
permeabilidade é válido para um regime de escoamento laminar que ocorre, pouco
frequentemente, em meios fissurados. Por este motivo, é conveniente analisar as curvas
de pressão x absorção para se adotar valores mais adequados ao cálculo do coeficiente.
Rissler (1977 apud LEVIS, 2006) comenta que o escoamento laminar ocorre, quase
integralmente, em aberturas de juntas iguais ou menores que 0,15 mm e o turbulento em
aberturas maiores ou iguais a 0,6 mm. Nos casos de aberturas intermediárias, o regime
laminar ou turbulento depende da rugosidade relativa da junta.
f) Tendo em vista o caso de regimes turbulentos, Cruz (1979 apud LEVIS, 2006),
propõe uma perda d’água específica turbulenta e coeficiente de permeabilidade
turbulento:
PE’ = 2,4.10-5.a√a.Nf
k’ = 4√g.a
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sendo:
PE’: l/m.min.(kgf/cm²)-2;
a: abertura da fratura da rocha;
Nf : número de fraturas por centímetro no trecho ensaiado;
g: aceleração da gravidade.
Cruz (1979 apud LEVIS, 2006) apresenta também, um gráfico (figura 07), o qual
correlaciona a perda d’água em regime turbulento e laminar com a abertura das fraturas
no maciço ensaiado.
Figura 07: Relação de perda d’água e abertura de fraturas (CRUZ, 1979 apud LEVIS, 2006).
Levis (2006) cita que Azevedo e Albuquerque Filho (1998) mostraram que maciços
rochosos fraturados são meios heterogêneos e que apresentam grande variação da
permeabilidade com a profundidade. As rochas basálticas são as que mais apresentam
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heterogeneidade, com tendência de aumento da condutividade hidráulica nas juntas falhas
sub-horizontais com o aumento da profundidade, como se observa na figura 08:
Figura 08: Variação da permeabilidade em basaltos (AZEVEDO; ALBUQUERQUE, 1998 apud LEVIS,
2006).
Foyo et al (2005 apud LEVIS, 2006) afirmam que o ensaio de perda de água sob pressão
permite a avaliação das aberturas das juntas através das quais a água percola, porém não
permite a definição da persistência da junta. Ainda, segundo os autores, é frequente que
uma área do maciço rochoso que contenha um baixo grau de juntas revele uma alta
absorção de água devido a persistência da junta ou ao intemperismo do preenchimento.
Assim, propõe um método de classificação do maciço rochoso através do Índice de
Permeabilidade Secundária (SPI). Este índice corresponde à absorção de água pelos
planos de fratura presentes no maciço. Expressa a absorção no ensaio de perda d’água
sob pressão pelo tempo (l/s), através da face da câmara de injeção (m²). Portanto, a
classificação proposta não reflete a resistência da rocha intacta, mas define a qualidade
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da rocha baseada nas feições de permeabilidade do maciço, como se observa na tabela
01:
TABELA 01: Classificação do maciço rochoso baseada no SPI e considerações sobre o tratamento por
injeção (adaptado de LEVIS, 2006):
ÍNDICE DE PERMEABILIDADE SECUNDÁRIA “SPI” (l/s.m²)
Maciço Rochoso
Classificação
2,16 x 10-14
1,72 x 10-13
1,72 x 10-12
Classe A
Classe B
Classe C
Classe D
Excelente
Bom -
Pobre
Muito pobre
Necessário
Extensivo
Médio
Tratamento por Injeção
Não
necessário
Local
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2.2.
TRATAMENTO PROFUNDO DE FUNDAÇÃO COM CALDA DE
CIMENTO:
2.2.1. HISTÓRICO
A primeira evidência de serviços de injeção ocorreu na França, em 1802, quando o
Engenheiro Charles Bérigny fez uso de um processo de injeção para consolidação das
fundações da eclusa de Dieppe, um porto marítimo da França, visando à sua recuperação.
Empregou-se uma argamassa pozolânica para a consolidação de uma camada muito
permeável de cascalho, injetada por de tubos providos de pistão (LEVIS, 2006).
No caso de barragens, a primeira aplicação ocorreu em 1838, na Barragem de Grosbois,
no canal de Bourgogne (também na França), para solucionar o surgimento de trincas na
alvenaria de paramento de jusante (LEVIS, 2006).
Entre os anos de 1856 e 1876 a Inglaterra aprofundou os estudos em relação a
injetabilidade de caldas de cimento, e depois disso o processo foi disseminado para uma
série de projetos: minas francesas, docas escocesas, barragens na Inglaterra e Egito
(GAMA, 2012). O primeiro documento técnico referente ao tema foi lançado pelos
americanos sobre a injeção de maciços rochosos para a Barragem de Estacada (Oregon)
sendo em 1935 o marco definitivo da sistematização do processo de injeção e elaboração
de projetos nos Estados Unidos.
Segundo Levis (2006), no Brasil, a primeira experiência de estudos do tema foi realizada
pelo IPT durante a construção da Barragem de Barra Bonita (Rio Tietê, SP), na década
de 50. Os estudos mais extensos sobre o tema ocorreram durante a construção da
Barragem de Ilha Solteira (Rio Paraná, SP/MS), na década de 60.
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2.2.2. DEFINIÇÃO E OBJETIVO DAS CORTINAS
Costa (2012) diz que o tratamento das fundações de uma barragem por meio de injeções
consiste em fazer penetrar nos vazios do maciço natural (solo ou rocha) um produto
líquido que tenha a propriedade de endurecer depois de certo tempo de aplicação.
Para Marques Filho (1986 apud LEVIS, 2006), a injeção em fundações em rocha de
barragens, é efetuada através de furos executados com equipamento roto-percussivo. Para
evitar que os detritos penetrem nas fraturas abertas e colmatem os vazios, esta perfuração
é sempre executada com circulação de água e seguida por lavagem cuidadosa. Os furos
rotativos com retirada de testemunho são reservados para furos exploratórios (usados para
determinar as características da rocha antes da injeção) e de verificação (usados para
verificar a eficiência do tratamento), já que seu custo é da ordem de 4 a 6 vezes maior do
que os roto-percussivos.
As injeções com calda de cimento são consideradas um procedimento versátil para
melhoria de fundações, mas Gama (2012) alerta ao fato de que os avanços nesta área vêm
de experiências “in situ”.
Os furos destinados à injeção podem ser verticais ou inclinados, sendo que os trabalhos
são, em geral, mais eficientes e baratos quando os furos se dispõem normalmente às
fraturas principais (LEVIS, 2006). Os componentes do sistema de injeção usados para o
tratamento das fundações, são:
a) Misturadores: preparam a calda, sendo de alta rotação (1.000 rpm ou mais) para
dispensar bem os grânulos de cimento;
b) Agitadores: mantêm a calda homogênea;
c) Bombas: injetam a calda sob pressão, devendo ter capacidade para injetar grandes
vazões de calda a pressões elevadas, de até 2 MPa;
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BARRAGEM DE CONCRETO
d) Equipamentos
complementares:
mangueiras,
engates
rápidos,
registros,
manômetros e conjunto de hastes e obturador, que descem ao furo para efetuar a
injeção em trechos mais profundos.
Figura 09: Componentes do sistema de injeção com calda de cimento (LEVIS, 2006).
Gama (2012) cita dois objetivos fundamentais das cortinas de injeção com calda de
cimento:
a) Redução da permeabilidade/percolação: continua sendo uma das principais tarefas
do tratamento, em que se pretende uma redução permanente da permeabilidade
como é no caso das barragens, ou o impedimento da entrada da água dentro de um
túnel, por exemplo;
b) Aumento da capacidade resistente: quando o maciço está altamente fraturado, a
injeção pode devolver a ele suas características iniciais, aumentando com isso sua
resistência e deformabilidade.
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BARRAGEM DE CONCRETO
2.2.3. TIPOS DE CORTINAS
Costa (2012) cita três tipos de injeções: colagem, consolidação e cortina de injeções. As
injeções de colagem objetivam eliminar os vazios existentes entre um maciço de concreto
e as fundações rochosas. As injeções de consolidação visam melhorar as condições de
resistência das fundações e obras subterrâneas, embora também tenham uma função
impermeabilizante. E as cortinas de injeção têm como principal objetivo controlar a
percolação da água através das fundações.
Segundo Costa (2012), para as injeções de colagem, o projetista deve definir os seguintes
aspectos: espaçamento entre as sondagens, profundidade das sondagens, altura do
concreto para início das perfurações, equipamento de perfuração, diâmetro dos furos e
inclinação dos furos. Embora as injeções de colagem sejam pouco utilizadas,
principalmente em razão do aprimoramento das técnicas de concretagem, elas podem ser
necessárias quando a fundação rochosa for muito irregular e/ou fraturada. Nesse caso,
pode-se adotar uma malha de furos verticais espaçados de 5 m, perfurados a partir da
altura de 3 m no concreto e prolongando-se por 3 m em rocha.
Sobre as injeções de consolidação, ou tapete como denomina Chiossi (2013), Costa
(2012) salienta que têm dupla aplicação em projetos de barragens: melhorar as
características de resistência das fundações e melhorar as condições de escavação de
obras subterrâneas associadas à barragem. No caso das fundações, os aspectos a definir
são semelhantes aos da injeção de colagem, exceto por não possuir o concreto da obra a
perfurar. Em geral possuem espaçamento entre 4 m e 8 m e profundidade entre 6 m e 9
m.
Contudo, as cortinas de injeção exigem maior conhecimento das condicionantes
geológicas e hidrogeotécnicas das fundações, e para isso é preciso definir onde o
tratamento será realizado, se ao longo do eixo barrável ou em trechos desse eixo e quantas
linhas terão este tratamento. Embora o número de linhas de tratamento de fundações em
barragens no Brasil tenha sido muito variável, chegando a atingir sete linhas na barragem
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BARRAGEM DE CONCRETO
de Emborcação (MG), as alternativas mais empregadas são duas: linha única (central ou
montante) e linha tripla (uma no eixo, uma a montante e outra a jusante).
As cortinas são realizadas de modo que haja impedimento da circulação de água na
barragem ou apenas reduzindo esta água até um determinado ponto que seja aceitável o
seu controle através de métodos de drenagem (GAMA, 2012).
2.2.4. PROJETO
Antes da definição de qualquer tipo de cortina de injeção, malha e características especiais
é preciso conhecer a fundação em que se irá construir a barragem. Este conhecimento
acontece no início da fase de projeto a partir das sondagens.
Ainda existem dúvidas em relação a quantidade suficiente e profundidade que estas
sondagens devem atingir para garantir a eficácia do projeto como um todo. Segundo
Chiossi (2013) por muitos anos tentaram-se definir estes dois parâmetros em função da
condição geológica do maciço oriundos de mapas preliminares, onde se usou muito
espaçamento de furos de sondagem de 50 m a 50 m com profundidade em torno de 40 m.
Atualmente, estes critérios são definidos pela complexidade das condições geológicas da
fundação: tipo de rocha, fraturas e arranjo do barramento, podendo-se definir sondagens
rotativas, percussivas e/ou mista, salientando que no caso de barragens de concreto as
sondagens são sempre mais profundas.
Cabe aqui mencionar uma técnica de reconhecimento de subsolo que ainda não está
totalmente difundida na prática brasileira de grandes projetos, mas que já vem sendo
pesquisada e usada em alguns casos, a geofísica. Chiossi (2013) cita que é uma área da
Geofísica Aplicada que tem por objetivo identificar as estruturas geológicas subterrâneas
e é realizada observando na superfície do terreno ou pelo ar, campos de força que podem
ser naturais ou produzidos artificialmente, em que determinadas anomalias neste campo
indicam irregularidades devido algumas propriedades físicas do material. Chiossi (2013)
ressalta que o conhecimento do maciço não depende somente das propriedades físicas
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
conhecidas através da geofísica, mas precisa também de dados geológicos. As áreas que
mais fazem uso da geofísica atualmente são:
a) Exploração de petróleo: por meio de métodos gravimétricos e sísmicos;
b) Prospecção de minérios: por meio de métodos elétricos, magnéticos e radioativos;
c) Prospecção de águas subterrâneas e investigações em projeto de engenharia: por
meio de métodos de resistividade (elétrica) e sísmico.
Explanando então o método elétrico, que é utilizado para o caso de barragens, Chiossi
(2013) esclarece que estes métodos estão baseados nas condições elétricas encontradas
no subsolo, sabendo-se que o grau de resistência de um material à passagem de corrente
elétrica é conhecida como resistividade e a facilidade de isto correr, chamada de
condutividade relativa. Assim, no subsolo não existe condição estável de resistividade e
condutividade, uma vez que as rochas possuem diferentes propriedades e são
consideradas como má condutoras. O sistema de eletrorresistividade consiste em
determinar a diferença de potencial elétrica entre dois eletrodos (eletrodos de potencial),
conhecendo-se a corrente que é aplicada no terreno por dois eletrodos laterais (eletrodos
de corrente). O produto da resistência do terreno permite obter a resistividade aparente.
A principal condição para que a camada seja reconhecida pela eletrorresistividade é que
sua espessura seja considerável e que haja contraste entre os horizontes vizinhos. Por isso
a importância de juntamente a este método, utilizar de dados geológicos.
Após realizado o conhecimento do subsolo, o primeiro critério de um projeto de injeção
é a definição de um modelo em que o tratamento pode ser executado, como o exemplo da
figura 10. Este modelo dependerá do valor de água admissível que poderá passar pela
fundação da barragem sem que haja risco de piping (GAMA, 2012).
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 10: Exemplo de tratamento de injeção de impermeabilização na fundação de barragens em
maciços rochosos (FELL at al., 2005 apud GAMA, 2012).
Dobereiner e Vaz (1998) fazem um comentário interessante sobre o projeto de injeções,
quando dizem que a geometria dos furos de injeção depende essencialmente das
características das descontinuidades a serem obturadas, e, o espaçamento dos furos deve
ser inferior ao espaçamento das fraturas e a atitude dos furos, ou seja, a sua direção e
mergulho, devem ser ajustados de forma a interceptar as famílias de descontinuidades
presentes.
Por isso, a atitude das principais fraturas encontradas no maciço rochoso deve ser
conhecida para melhor posicionar os furos de injeção. Para Gama (2012), embora furos
verticais sejam mais fáceis de executar e controlar a trajetória da calda, estes não são
eficazes por não interceptarem as principais famílias de fraturas. Assim, preferem-se
furos inclinados como foi indicado, ainda em 1985, pelo Comitê Suíço de Grandes
Barragens (WEAVER; BRUCE, 2007) que os furos deveriam interceptar as principais
fraturas em ângulos maiores quem 30º, acreditando com isso, conseguir preencher o
maior número de fraturas.
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
A orientação das fraturas também caracterizam os valores de pressão que podem ser
utilizados com segurança durante as injeções. A figura 11 demonstra que no caso de
fissuras horizontais, estas estarão sujeitas a forças de levantamento hidráulico a partir de
pressões mais reduzidas que nas fissuras verticais, pois a definição da pressão máxima de
injeção admissível depende das propriedades da rocha e geometria/orientação das fraturas
do maciço.
Figura 11: Problemas com levantamento hidráulico em fraturas horizontais e verticais (WARNER, 2004
apud GAMA, 2012).
Quando o tratamento ocorre por meio de uma única linha de furos, a injeção deve ser
alinhada ao longo da barragem granular (terra ou enrocamento) ou no trecho de montante
de uma barragem de concreto. Para este último caso, os furos são geralmente situados no
pé de montante, porém, podem ser também realizados a partir da galeria de drenagem,
desde que sejam executados antes dos furos de drenagem, para não haver o risco de
colmatação (COSTA, 2012).
Weaver e Bruce (2007) comentam que em um projeto de tratamento de fundação em
barragens, é sempre interessante prever galerias para execução deste trabalho, as quais
possuem as seguintes vantagens:
a) O trabalho não precisa ser interrompido em períodos com chuvas intensas;
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
b) O tratamento não precisa ser interrompido após a reabertura do canal;
c) Permite o uso de pressões maiores, o que garante maior eficácia no tratamento
e podendo reduzir a quantidade total de furação a realizar.
Costa (2012) diz que ao longo desta linha única de tratamento, os primeiros furos –
denominados furos primários – são geralmente espaçados de 12 m. Em função dos seus
resultados, depois de injetados, são intercalados os furos secundários, perfazendo um
espaçamento de 6 m entre as duas fases de perfuração. A avaliação dos resultados dos
testes de permeabilidade e de absorção de calda definirá pela necessidade de novas
intercalações em uma terceira fase, onde os furos terciários distarão apenas 3 m dos
primários e secundários. Eventuais necessidades de complementação localizada de
tratamento poderão exigir a realização de furos quaternários, que são geralmente
inclinados, buscando vedar melhor os trechos revelados mais problemáticos nas fases
anteriores a diferentes profundidades. A figura 12 mostra o perfil de uma cortina de
injeção seguindo os critérios acima.
Figura 12: Perfil de uma cortina de injeção com furos até terceira ordem (LEVIS, 2006).
O sistema acima de abertura de furos é chamado de split-spacing, indicado como a melhor
forma de execução de cortinas de injeção.
Sobre o projeto de uma cortina de injeção, Levis (2006) comenta que em geral ela é feita
de modo que os furos primários distanciem-se um pouco menos que duas vezes o raio da
seção circular de influência da injeção. Assim, neste caso, praticamente bastam os furos
41
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
primários para concluir a cortina e os furos secundários são feitos quase como uma
verificação e complementação deste trabalho, conforme a figura 13:
Figura 13: Interceptação dos furos de injeção primários e secundários (LEVIS, 2006).
Os furos primários são os mais importantes para o conhecimento das fundações, e por
isso devem atingir maiores profundidades e serem abertos com sonda, cujos testemunhos
permitem caracterizar o fraturamento no que diz respeito ao seu espaçamento,
profundidade, inclinação e abertura. A profundidade dessas sondagens varia entre 2/3 H
e H, sendo H a altura da coluna d’água prevista em cada local de sondagem. Os furos
secundários, terciários e quaternários podem ser abertos com equipamento de percussão
ou rotopercussão, e suas profundidades poderão variar em função das necessidades
definidas pelos furos primários (COSTA, 2012).
A respeito da adoção da profundidade, existem duas práticas, como citado por Gama
(2012): americana e europeia. A prática americana se refere a geometria e carga hidráulica
projetada, o que gera uma cortina menos profunda comparada ao sistema europeu. No
sistema europeu, a profundidade é determinada com base na altura da barragem, podendo
estender-se até 1,5 vezes àquela. Ewert (2003) diz que devem ser as condições geológicas
e não as geométricas o principal fator de determinação da profundidade do projeto. Ewert
(2003) descreve também a extensão da cortina, afirmando que para prevenir que a água
volte a circular ao entorno do tratamento em região não tratada e por isso mais vulnerável
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
à permeabilidade, a cortina de injeção deve ser alargada para o interior do maciço,
estendendo-se até o ponto que a altura do reservatório intercepte o nível freático natural.
Costa (2012) comenta ainda sobre o caso das linhas triplas de injeção, que são espaçadas
entre si de 2 a 3 m, dependendo das condições geológicas locais. Recomenda-se perfurar
e injetar uma linha de cada vez, começando pela linha de jusante e terminando pela linha
central. O espaçamento dos furos primários, secundários e terciários em cada linha, pode
ser o mesmo recomendado para uma única linha.
2.2.5. PLANEJAMENTO
Os serviços de injeção são iniciados na fase de planejamento, que é o mais importante
passo para o êxito do tratamento, pois um planejamento mal feito pode redundar em perda
de tempo e dinheiro, sem falar na interferência sobre o cronograma geral da obra. Para
um perfeito planejamento, duas condições são essenciais: conhecer o objetivo do
tratamento e conhecer detalhadamente as condições geológicas do local (COSTA, 2012).
Podem-se programar as cortinas em seções e zonas, onde as seções são subdivisões mais
ou menos regulares do comprimento total da cortina; são função do espaçamento dos
furos primários e, em geral, representam trechos de cortina onde não se pode efetuar,
simultaneamente, trabalhos de injeção, de perfuração e de ensaio. As zonas são divisões
feitas em profundidade, como mostra a figura 14:
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 14: Seção e zonas do planejamento de perfuração das injeções (LEVIS, 2006).
Seguindo com o planejamento, Costa (2012) detalha o próximo passo, que é a forma de
injeção. Há dois métodos de injeção: ascendente e descendente. Na injeção ascendente,
primeiro se executa o furo até a profundidade final prevista no projeto de perfuração e,
com o uso de um obturador, executa-se a injeção de baixo para cima. Assim, esse método
comporta as seguintes atividades: perfuração de um trecho de 3 m de profundidade com
lavagem ao seu término; teste de perda d’água utilizando obturador simples; continuação
da perfuração até o final do furo, realizando um teste de perda d’água a cada 3 m
perfurados; lavagem de todo furo com pressão de 800 kPa; colocação do obturador a 3
m do fundo e injeção desse trecho; após 30 min., colocação do obturador 3 m acima do
trecho injetado e injeção do segundo trecho; continuação da injeção a cada 3 m, sempre
esperando 30 min. após cada trecho ensaiado, até chegar à superfície do furo (COSTA,
2012). A figura 15 demonstra o processo de injeção ascendente:
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 15: Injeção de forma ascendente (MARQUES FILHO, 1986 apud LEVIS, 2006).
No caso da injeção descendente, a injeção de cada trecho é feita logo após a sua
perfuração. Assim, o tratamento inclui a seguinte sequência de atividades (Costa 2012):
perfuração de um trecho de 3 m de profundidade; lavagem do trecho perfurado; teste de
perda d’água com obturador simples localizado no topo do trecho; injeção do trecho
perfurado com obturador simples no topo desse trecho; após 3 h, reperfuração do trecho
injetado, continuando a perfuração por mais um trecho de 3 m; lavagem do novo trecho
perfurado seguida de teste de perda d’água; injeção do segundo trecho; continuação das
sucessivas operações de perfuração e injeção até a profundidade final prevista para esse
furo, como mostrado na figura 16:
Figura 16: Injeção de forma descendente (MARQUES FILHO, 1986 apud LEVIS, 2006).
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Costa (2012) conclui que a injeção ascendente é mais rápida, porém a descendente é mais
segura e eficaz, pois elimina o risco de comunicação do produto injetado com os trechos
ainda não injetados. Na injeção de colagem, geralmente a injeção é feita pelo método
descendente, mas utilizando um único trecho de 6 m para perfuração e injeção. Nas
injeções de consolidação, onde a profundidade varia entre 6 m e 9 m, a injeção é realizada
pelo método descendente, com a perfuração dos três primeiros metros seguida da injeção,
e uma segunda perfuração com 3 m ou 6 m de extensão seguida de injeção. Para as
cortinas de injeção, os procedimentos variam muito de acordo com a geologia e com os
projetistas.
Seguindo os valores citados por Costa (2012), Gama (2012) diz que o comprimento dos
trechos pode variar bastante, mas a sua correta determinação é fundamental para a eficácia
do tratamento. Trechos de dimensões reduzidas (menores que 3 m) sempre irão
proporcionar maior qualidade no tratamento e com isso garantia de eficácia, porém
trechos maiores (maiores que 5 m) se tornam mais econômicos.
2.2.6. CALDA DE CIMENTO
Dependendo da composição da calda de cimento, Gama (2012) diz que elas podem
demonstrar comportamentos semelhantes a fluidos newtonianos ou binghamianos como
mostra a figura 17.
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 17: Modelos reológicos de fluidos newtonianos (a) e binghamianos (b) (LOMBARDI, 2003).
Nos fluidos newtonianos, a força necessária para mover o líquido (também chamada de
tensão de corte) é relacionada pela viscosidade dinâmica (um exemplo é a água). Já, no
caso dos binghamianos, estes apresentam coesão ou tixotropia além de viscosidade
dinâmica-plástica (no caso das caldas) (GAMA, 2012). A figura 18 mostra o
comportamento de diferentes tipos de calda.
Figura 18: Comportamento reológico dos diferentes tipos de calda (BRUCE et. al. 1997 apud GAMA,
2012).
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Costa (2012) definiu que as caldas para injeção representam um conjunto de produtos
cimentantes que podem ser penetrados sob pressão nas descontinuidades do maciço,
visando melhorar as suas características de resistência e permeabilidade, salientando que
durante a escolha do traço da calda a ser usada, devem ser realizados testes em campo e
no laboratório para conhecimento pleno do produto e sua injetabilidade.
Weaver e Bruce (2007) afirmam que caldas com o objetivo de reduzir a permeabilidade
e aumentar a resistência devem atingir: boa penetrabilidade, economia e resistência.
Bruce et al (1999 apud GAMA, 2012) comentam ainda que as caldas de cimento são as
que possuem melhores características e fatores econômicos e por este motivo são as mais
utilizadas para injeções de impermeabilização e consolidação e por sua alta utilização,
são as que mais evoluíram nos últimos anos.
Gama (2012) salienta que é possível utilizar caldas químicas, porém como seu custo é
alto e existe uma série de problemas ambientais envolvidos, somente se recorre a estes
produtos nos casos em que a calda de cimento não demonstra eficácia suficiente. Pode-se
adicionar areia às caldas de água/cimento (A/C) quando os vazios a serem preenchidos
são maiores. A bentonita também pode ser utilizada para melhorar a injetabilidade da
calda e a pozolana para substituir parte do cimento, reduzindo o custo da calda
(DOBEREINER; VAZ, 1998).
Entender a reologia das caldas de injeção à base de cimento não é uma fácil tarefa, e
Houlsby (1990) explica que as partículas de cimento atuam de uma forma físico-química
difícil de compreender, mas pode ser resumido em três parâmetros: viscosidade, coesão
e atrito interno.
A viscosidade, segundo Houlsby (1990), é determinada pela relação A/C e pelo conteúdo
e características dos aditivos presentes na calda, que pode ser alterada pelo tempo de
hidratação em resposta à energia aplicada e à temperatura durante o processo de mistura
(GAMA, 2012).
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
A respeito de coesão, nas caldas de cimento, a coesão aumenta com a redução da relação
A/C até o ponto em que, para caldas com alto valor de coesão, a tixotropia irá ser mais
importante que o próprio desempenho reológico.
E sobre o atrito interno da calda de cimento nas paredes das descontinuidades do maciço
rochoso que, dependendo da formulação da mistura, a água pode ser expulsa da calda em
movimento, ocorrendo então a decantação da calda nas paredes dos furos. Com o passar
do tempo a calda irá bloquear a entrada de mais material nas descontinuidades, causando
obstrução das mesmas.
Costa (2012) define injetabilidade como a capacidade da calda ser bombeada e penetrar
nos vazios do maciço rochoso. A injetabilidade depende não somente das propriedades
da própria calda, mas também da abertura dos vazios no maciço rochoso. É importante
ressaltar a questão de ensaios de injetabilidade que devem ser realizados antes do início
das atividades de injeção propriamente dita. Este ensaio permite conhecer o maciço, o
equipamento, os materiais, os resultados além de aferir as análises de projeto para
qualquer possível alteração e evitar surpresas durante o processo e consequente atraso no
cronograma do empreendimento.
Weaver e Bruce (2007) comentaram a respeito dizendo que os ensaios devem ser
realizados antes da finalização do dimensionamento das cortinas de injeção e que o
parâmetro mais importante para determinar (o qual só é possível aferir neste ensaio) é a
condutividade hidráulica residual média do maciço rochoso que poderá ser obtida após a
conclusão do tratamento.
Os mesmos citam ainda três dados estatísticos que devem ser retirados do ensaio, como:
a) Coeficiente de redução de condutividade hidráulica ou razão entre a
permeabilidade média pré e pós-injeção em cada trecho;
b) Quantidade média de calda injetada para cada trecho na sequência de injeção;
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
c) O espaçamento máximo entre o centro da última ordem de furos.
A estabilidade da calda, ou seja, o tempo que ocorre a sedimentação da fase sólida,
também é importante para a injeção. Caldas de baixa estabilidade podem provocar a
obstrução prematura dos vazios devido à rápida separação das fases da calda
(DOBEREINER; VAZ, 1998).
Nos testes de laboratório e de campo, um dos fatores mais importantes a definir é a
proporção água/sólidos (A/C), onde as proporções mais utilizadas variam de 4:1 a 0,7:1
(COSTA, 2012). O importante na injeção é estabelecer os critérios de recusa para cada
concentração adotada, ou seja, o momento em que se deve interromper o bombeamento
da calda com determinada consistência para aumentar progressivamente a concentração,
reduzindo a proporção água e cimento.
2.2.7. PRESSÃO DE INJEÇÃO
Assim como nos ensaios de perda d’água sob pressão, a pressão ideal de injeção, para um
determinado maciço rochoso de fundação, é a pressão máxima que não cause
movimentação do maciço e, portanto é função da profundidade da zona injetada, estrutura
da rocha, atitude das fraturas e da sobrecarga devido à estrutura (INFANTI JR.; NITTA,
1978 apud LEVIS, 2006).
Em linhas gerais, destacam-se duas tendências distintas no que diz respeito às pressões
de injeção (LEVIS, 2006), assim como no caso do EPA:
a) Sistema Americano: defende o uso de pressões de injeção baixas, em geral
próximas as que podem ser calculadas pela regra prática de 25 kPa/m de
profundidade da injeção.
b) Sistema Europeu: adota altas pressões, com gradientes da ordem de 100 kPa/m de
profundidade ou ainda maiores. A injeção se realiza com bomba de pequena
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
capacidade e com pressões interligadas a vazões, uma vez que se aumentando a
pressão, diminui-se a vazão.
Segundo Marques Filho (1986 apud LEVIS, 2006), no Brasil, a prática mais comum tem
sido a de seguir o sistema americano, mas a tendência atual é de usar pressões mais
elevadas, embora seja bom ressaltar que a determinação da regra a ser utilizada dependerá
muito da situação e tipo do maciço encontrado no projeto.
O principal argumento contra o emprego de pressões elevadas é o de que elas tendem não
apenas a abrir elasticamente as fissuras, mas, podem produzir aberturas do tipo
irreversível, ou seja, em que as juntas, abertas durante a aplicação da pressão, não voltam
mais à antiga situação. A abertura elástica das fissuras é um efeito benéfico e
normalmente procurado, mesmo quando se usam pressões relativamente baixas. Por outro
lado, as pressões muito altas podem abrir fissuras que estavam seladas e, no caso de
rochas de baixa resistência, criar fraturas novas por fratura hidráulica (LEVIS, 2006).
2.2.8. EFICIÊNCIA DA CORTINA
Para Costa (2012) a eficiência de um tratamento de injeção em rocha depende, dos
seguintes fatores: planejamento da perfuração e da injeção, tipo de calda, pressão de
injeção, cuidados operacionais e controle de eficiência.
Este autor afirma que a eficiência do tratamento de uma fundação deve ser controlada
pari passu com a sua execução, pois todas as modificações impostas a um planejamento
prévio dependem desse controle. Esse controle é também função do objetivo e do tipo de
barragem.
Um dos conceitos para a conclusão de uma cortina de injeção com eficácia é o “conceito
de nega” citado por Gama (2012) em que um furo atinge a “nega” quando o volume de
calda injetado nele decresce até um determinado valor durante um intervalo de tempo.
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
A “nega” para Houlsby (1990) ocorre quando se mantém a pressão por 15 minutos após
o impedimento da entrada de calda dentro do furo, justificando este conceito no fato da
manutenção da pressão que irá manter a calda firmemente dentro do furo até que ocorra
um enrijecimento tixotrópico e ela se torne resistente à circulação de água, prevenindo
assim o seu arrastamento.
Outro critério para fechamento da cortina de injeção é a condutividade hidráulica, em que
Gama (2012) descreve em termos de resultados de Lugeon (utilizado em Portugal), em
que não é viável a adoção de um critério de permeabilidade menor que 1 Lu equivalente
a um k= 1,3 x 10-5 cm/s. Nonveiller (1968 apud GAMA, 2012) diz que é extremamente
difícil reduzir a permeabilidade de um maciço fraturado de 10-5 cm/s para 10-6 cm/s
através do uso de caldas de cimento, onde seriam necessárias velocidades de injeção
reduzidas e pressões mais elevadas para poder garantir o preenchimento das fraturas.
Gama (2012) continua comentando a respeito da permeabilidade dos maciços dizendo
que a aplicação de critérios de controle e garantia da sua eficácia implicam na execução
de furos de verificação para analisar se realmente está sendo atingida uma redução na
percolação de água depois da conclusão da injeção. Houlsby (1976 apud GAMA, 2012)
conclui o tema recomendando que os valores da permeabilidade devem mostrar uma
redução significativa quando os furos estiverem espaçados a 1,5 m, indicando se haverá
a necessidade de mais furos de injeção para selar realmente a cortina.
Outro critério importante no controle da eficácia é a redução de calda injetada nos furos,
que segundo este autor são mais fáceis de aplicar aritmeticamente do que outros baseados
em permeabilidade e têm sido usados com sucesso. Ressalta-se que o controle da redução
de calda absorvida podem ser indicativas do sucesso ou não das cortinas, mas uma
observação da redução progressiva não pode ser considerada como prova de que a
permeabilidade foi reduzida, levando em consideração todos os problemas geológicos do
maciço.
Existe ainda a polêmica sobre a necessidade de tratamento das fundações de barragens
para efeito de impermeabilização. Os primeiros tratamentos desse tipo foram realizados
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
em 1990 e desde 1932 o processo era contestado por Terzaghi (CASAGRANDE, 1961
apud COSTA, 2012). Em uma das aulas ministradas, o professor assinalou: “em muitos
casos os proprietários são avarentos e perdulários pelo desperdício de muito dinheiro em
injeções e pouco ou nenhum nos meios de observação, os quais poderiam claramente
esclarecer se a cortina de injeções é eficiente ou não”.
Massad (2003) diz que por não ser possível garantir a estanqueidade, há certos autores
que descartam esse tipo de solução, sendo que é no horizonte superior que mais se
necessitam de injeções, daí a razão de injetar em várias linhas curtas e algumas linhas
centrais, mais profundas.
Para Costa (2012,) o tratamento de impermeabilização de uma fundação de barragem tem
como principal objetivo, reduzir a permeabilidade do material que suportará a obra de
barramento a níveis que tornem inócuo para a obra o efeito da percolação excessiva da
água neste material. Assim, o maior erro que ocorre, é desejar que uma cortina de injeção
seja absolutamente estanque. Primeiro porque essa estanqueidade absoluta nunca é
necessária e, segundo, porque as deficiências do próprio método construtivo impedem
que isso aconteça.
O autor conclui, citando as causas mais prováveis responsáveis pela ineficiência de
algumas cortinas de injeção, que são: qualidade dos dados analisados para definição sobre
a necessidade de injeções; inadequação da posição dos furos de injeção em relação às
condições geológicas locais; falha no dimensionamento das pressões de injeção ou
consistência de calda; colmatação das fissuras por detritos da perfuração ou por grãos do
próprio cimento; falta de controle ou avaliação da eficiência do tratamento executado.
E para o controle ou avaliação da eficiência, o autor comenta que é realmente um
problema muito sério, pois o critério mais usado durante a execução da injeção, que é
redução na admissão da calda, pode ser muito falho. Um maciço pode não absorver
qualquer calda, seja por estarem as fissuras colmatadas, seja pela insuficiência da pressão
aplicada, seja pela abertura das fissuras, ou ainda, por não ter o furo interceptado qualquer
fissura. Nem por isso o maciço pode ser considerado estanque ou a cortina injetada
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
considerada eficiente. Por outro lado, poucas são as barragens que possuem uma rede de
piezômetros que possibilite analisar o efeito da cortina de injeções, mesmo que o
resultado seja uma total decepção.
Pode-se resumir as seguintes conclusões sobre as opções de tratamento das fundações de
uma barragem (COSTA, 2012):
a) Nas zonas de baixa permeabilidade de uma fundação de barragem, as injeções não
surtem qualquer efeito positivo, independentemente do objetivo para o qual foram
programadas;
b) Nas zonas muito permeáveis, as injeções devem reduzir as infiltrações, porém
somente a drenagem aliviará as subpressões, razão pela qual a melhor solução
parece ser a utilização simultânea desses dois processos de tratamento;
c) Nas zonas de permeabilidade intermediária, a drenagem deve ser suficiente para
barragens de concreto, enquanto para barragens de terra ou enrocamento com
núcleo argiloso, a injeção dependerá da necessidade de reduzir a vazão da água
percolada, em função do risco de piping;
d) Nas zonas de ombreiras, o risco de instabilidade à jusante da obra poderá ser
reduzido pela aplicação conjunta da cortina de injeções e de um sistema eficiente
de drenagem.
2.2.9. OUTROS MÉTODOS DE INJEÇÃO
Serão tratados nos tópico 2.2.9.1 e 2.2.9.2 outros métodos de injeção que estão sendo
utilizados em algumas obras mais recentes.
54
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
2.2.9.1.
Método GIN (LOMBARDI; DEERE, 1993 apud OLIVEIRA;
CALIXTO; MORAES, 2001):
Atualmente, alguns países tem adotado o método GIN para injeções com calda de
cimento. Este método foi conceituado por Lombardi e Deere (1993, apud OLIVEIRA;
CALIXTO; MORAES, 2001).
No Brasil, a primeira obra de barragem que utilizou o método, segundo Oliveira, Calixto
e Moraes (2001) foi a UHE Mascarenhas De Moraes (Rio Grande) em 1999 e em 2001,
a AHE Itapebi (Rio Jequitinhonha).
O GIN consiste em uniformizar o traço da calda de injeção, utilizando uma mistura única,
considerando que a penetração desta calda é limitada pelo tamanho dos grãos do cimento,
e consequentemente, os cimentos mais finos são mais eficientes (CRUZ; FREITAS,
2009).
Isso posto que Gama (2012) afirma que a probabilidade de acontecer algum dano
estrutural na fundação é maior quando se adota uma combinação de pressões de injeções,
como nos métodos mais usuais.
O número GIN é, então, o produto da pressão injetada para o volume de calda injetada
em um trecho de 1 m (GAMA, 2012):
GIN = p.V
Onde:
p = pressão (kPa);
V = volume de calda em um trecho de 1 m (l/m)
55
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Para o autor, o principal objetivo do GIN é limitar a injeção segundo um determinado
número, para que não haja uma combinação excessiva de volumes e pressões que possam
causar qualquer dano na fundação rochosa. A figura 19 apresenta os limites propostos por
Gama (2012).
Figura 19: Limites impostos ao processo de injeção (a) tradicional e (b) GIN (GAMA, 2012).
Cruz e Freitas (2009) informam que o valor de GIN dependerá da condição geológica do
projeto, devendo-se iniciar as atividades de injeção com valores baixos para que não haja
hidrofraturação. Gama (2012) ressalta que devido as grandes variáveis desconhecidas nos
maciços rochosos, é impossível definir teoricamente, valores de GIN antes do início dos
serviços.
Para Lombardi (1996 apud GAMA, 2012), existem duas formas de definir o valor de
GIN: o experimental (com ensaios de injetabilidade em cada zona do maciço que pode
ser considerada como homogênea), e a observacional (iniciada com valores empíricos e
ajustados conforme o andamento das injeções). Como auxílio, Lombardi formulou um
gráfico com valores de curvas GIN padrão como referência, conforme a figura 20.
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 20: Curva padrão de GIN (LOMBARDI, 1996 apud GAMA, 2012).
Em conclusão, Lombardi (2003, apud GAMA, 2012) lista alguns princípios básicos da
metodologia GIN:
a) Definição exata da quantidade de trabalhos a realizar;
b) Dimensiona, mas não especifica o projeto de tratamento;
c) Definição da melhor calda possível para o projeto, do ponto de vista técnico,
bem como do econômico, através da execução de ensaios de laboratório;
d) Utilização de uma calda única, a melhor possível, para todos os trechos de
injeção, de modo a garantir a qualidade dos resultados, bem como a
simplificação do processo de injeção, diminuindo a quantidade de calda
desperdiçada;
e) Definição dos parâmetros da curva GIN, tendo sempre em consideração todas
as características geológicas e geotécnicas da rocha, bem como a quantidade
de trabalhos a realizar e a economia associada ao projeto;
57
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
f) Confirmação dos parâmetros utilizados através da execução de ensaios de
campo e verificação da eficácia das injeções através da execução de ensaios
de injetabilidade adicionais;
g) Não realizar ensaios de absorção de água, pois estes são inúteis e perigosos;
h) Utilização do método split spacing para a execução da cortina de
impermeabilização;
i) Aumentar o comprimento dos trechos de injeção em profundidade para
acelerar o processo de injeção e adicionalmente obter alguma poupança de
calda;
j) A determinação da necessidade de execução de um furo adicional, bem como
a sua profundidade é baseada na quantidade de calda injetada em furos
adjacentes;
k) Execução dos procedimentos de injeção controlados por computador são um
pré-requisito para a obtenção de um tratamento eficaz.
2.2.9.2.
Método QEGC (WILSON; DREESE, 1998 apud GAMA, 2012):
Por fim, o QEGC, desenvolvido por Wilson e Dreese (1998, apud GAMA, 2012). A
introdução deste método na execução das cortinas de injeção consiste na sequência dos
seguintes pontos:
a) Detalhamento de perfil geológico-geotécnico e hidráulico, orientação das
famílias de descontinuidades, condutividade hidráulica e diagramas do
comportamento das descontinuidades;
58
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
b) Identificação de possíveis zonas de maior consumo, determinação da
orientação dos furos que seja mais funcional e zonas críticas que deverão ter
pontos de atenção;
c) Análise detalhada da percolação na fundação do maciço;
d) Execução de ensaios de perda de água em cada trecho de cada furo para
garantir os requisitos de projeto;
e) Monitoramento dos resultados.
Entende-se assim, que o QEGC proporciona ao projeto maior liberdade de centralizar
zonas de maior ou menor impacto, diferente do método tradicional, em que se executa a
cortina de injeção em zonas comuns, ajustando como forma de controle a quantidade de
furos e linhas, a malha e a profundidade da cortina.
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
2.3.
SUBPRESSÃO:
Até o final do século XIX, o efeito da subpressão nas fundações de barragens não era levado
em consideração nos projetos hidráulicos (LEVIS, 2006). Osako (2002) comenta que quando se
tomou consciência da existência da subpressão, a maior preocupação era voltada ao plano de
contato estrutura-fundação, devido ao fato desta região não haver segurança quanto à completa
impermeabilização. Nesta época, quando a fundação era constituída de “rocha-dura”, a
preocupação era impermeabilizar e não aliviar os esforços de subpressão.
Então, após o acidente de Bouzey (1895), Maurice Levy indicou que as causas do acidente
foram as pressões de água instaladas na rocha e a força de subpressão atuante sob a fundação
da barragem, e a partir daí o termo subpressão passou a ser considerado nos projetos de
barragem de gravidade, tanto nas estruturas quanto nas suas fundações (AZEVEDO;
ALBUQUERQUE FILHO, 1998).
Com isso, Silveira (2003) conclui que a observação da ação da subpressão na fundação de
barragens de concreto é de importância relevante, visto que a estabilidade dessas estruturas, em
relação a escorregamentos, tombamentos ou flutuação, é diretamente afetada pelo nível de
pressão piezométrica na interface concreto-rocha.
Define-se como efeito de subpressão, segundo Lagos Filho e Geraldo (1998), a pressão exercida
pela água no sentido de baixo para cima, que se infiltra pelas descontinuidades do maciço
rochoso de fundação, lembrando que outros esforços considerados são os empuxos de
sedimentos acumulados a montante e os esforços causados por sismos.
Segundo Costa (2012), a subpressão constitui um problema mais significativo nas barragens de
concreto, em que a relação altura/comprimento da base (H/B) é muito maior que nas barragens
granulares (terra e/ou enrocamento), e, em relação aos princípios de escoamento (em regime
permanente), em terrenos heterogêneos, apenas as relações de permeabilidade influenciam na
distribuição de subpressões.
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Para Azevedo e Albuquerque Filho (1998), a presença de descontinuidades, a sua orientação e
abertura, o estado de tensão atuante no maciço e a porosidade da matriz rochosa, interferem na
área de atuação da subpressão, e Lagos Filho e Geraldo (1998) concluem que a subpressão pode
atuar não somente na base da barragem, mas em qualquer descontinuidade presente na
fundação. Em barragens de concreto-gravidade, ela é reduzida devido aos furos de drenagem
abertos na galeria específica para este serviço, assunto que será discutido no item 2.3.1.
2.3.1. CORTINAS DE DRENAGEM
A drenagem, no que diz respeito ao efeito de subpressão, é um dos meios mais eficientes para
se assegurar o coeficiente de segurança das estruturas de concreto de uma barragem.
Levantaram-se algumas experiências com as barragens do TVA – Tennessee Valley Autority –
e após alguns anos de operação se verificou aumentos significativos na subpressão, em
decorrência da colmatação destes drenos de fundação por partículas sólidas carreadas pela água
de drenagem, o que exige com o tempo, a limpeza dos drenos de fundação e reperfuração de
novos drenos, para assegurar condições adequadas de estabilidade (SILVEIRA, 2003).
Os drenos de fundação, ou drenos de alívio, são furos abertos no maciço rochoso, utilizando de
equipamentos de rotopercussão, geralmente com diâmetros de 75 mm. Na maior parte dos
casos, são executados através da galeria de drenagem existente no corpo da barragem de
concreto e a sua profundidade deve ser suficiente para interceptar os principais veículos de
percolação do maciço rochoso, com espaçamento entre 3 m a 5 m. Caso exista uma cortina de
injeção nesta mesma galeria, a injeção deve preceder aos drenos para evitar a sua colmatação
(COSTA, 2012).
Silveira (2003) cita alguns critérios para a análise das vazões de drenagem, quando estas
atingem valores máximos, o que normalmente ocorre alguns meses após o término do
enchimento do reservatório:
a) Comparar a variação temporal das vazões em função do NA de montante e do
NA de jusante, assim como da eventual influência das precipitações pluviométricas;
61
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
b) Comparação com as vazões calculadas ou previstas em projeto;
c) Comparação com as vazões medidas em outros trechos da barragem, em feições
geológicas semelhantes;
d) Comparação com as vazões medidas em outras barragens do mesmo tipo e,
preferencialmente, do mesmo porte;
e) Nos drenos ou medidores de vazão de maior intensidade, associar as vazões de
drenagem com o teor de materiais sólidos carreados.
E com isso, Silveira (2003) continua afirmando que em observação de algumas barragens
brasileiras e estrangeiras, a leitura das vazões de drenagem revelou que, após atingirem as suas
vazões máximas, foi possível verificar uma tendência de queda destes valores. Na Barragem de
Itaipu, por exemplo, a medição das vazões de drenagem no período entre o final do enchimento
do reservatório, 1984, e 2002, revelou uma redução média de 42% que corresponde a uma
redução anual de 2,3%/ano, através do maciço basáltico de fundação.
Outro fator de importância em relação à cortina de drenagem de fundação é a respeito da
distribuição de velocidades na linha de drenos, citada por Osako (2002), em que no caso do
fluxo, devido à heterogeneidade se dar em direções diferentes, provocando uma distribuição
das velocidades irregular, isso pode provocar erosão do maciço. Se, no entanto, estas
velocidades estiverem dentro dos limites aceitáveis, resta somente o problema do
comportamento nas proximidades do furo dos drenos, que pode provocar irregularidades na
entrada do fluxo no dreno e consequentemente, o arraste das partículas mais próximas, que
ficando depositadas em volta do dreno pode provocar a criação de zonas de velocidades nulas,
iniciando a colmatação.
Quando se fala em redução da subpressão, muitas dúvidas são geradas em relação ao tratamento
de fundação dado, ou seja, compara-se a cortina de injeção com a cortina de drenagem.
62
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Mediante ao que já foi levantado sobre os tratamentos de fundação, Porto (2002) ressalta que
“a arte do projetista consiste em ter profundo conhecimento dos fenômenos físicos e
condicionantes geológicos envolvidos para adaptar, para cada caso, os princípios gerais sem
subestimar ou superestimar um em relação aos outros.”
2.3.2. ANÁLISE DE SUBPRESSÃO ATRAVÉS DE MODELAGEM
A análise da subpressão pode ser realiza de duas maneiras: pela forma convencional e pela
forma racional.
Para o modelo convencional, Silveira (2003) menciona o emprego de modelos matemáticos
para determinação da subpressão, que pode ser realizado através de uma análise iterativa, onde
se atribui valores para o coeficiente de permeabilidade para as várias camadas da fundação,
com o emprego de informações referentes às suas características geológicas, a utilização dos
ensaios de perda d’água e os resultados de absorção e controle da cortina de injeção.
A análise das subpressões, quando medidas após estabilização (alguns meses após a conclusão
do enchimento do lago) pode ser realizada tendo por base, segundo Lagos Filho e Geraldo
(1998), os seguintes critérios:
a) Estudar a variação temporal das subpressões em função do N.A. de montante e
N.A. de jusante e, eventualmente, da temperatura ambiente, para o caso dos piezômetros
da interface concreto-rocha;
b) Comparar com as subpressões estabelecidas pelos critérios de projeto, para a
condição de drenos operantes e inoperantes;
c) Comparar com as subpressões medidas em posições similares, em outros blocos
da barragem e em feições geológicas semelhantes;
63
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
d) Comparar com as subpressões medidas em outras barragens do mesmo tipo, e
preferencialmente do mesmo porte;
e) Comparar com as subpressões fornecidas por modelos matemáticos que
permitam estudar as condições de percolação pela fundação.
Os mesmos autores continuam afirmando que o critério usual do cálculo da subpressão é
considerar que na linha de drenos, o valor da subpressão é reduzida em 1/3 do seu valor máximo.
Toma-se também a medida de se injetar a fundação com calda de cimento, para reduzir a
permeabilidade a valores controláveis pela drenagem e garantir a eficácia do sistema na redução
das subpressões.
Quando se fala em subpressão, é preciso não só atentar ao fato desta força contrária atuando na
fundação da barragem de concreto, mas também a estabilidade da barragem ao deslizamento,
donde o fator subpressão faz parte. A equação abaixo apresenta, simplificadamente, a
correlação entre as forças que atuam na barragem (SILVA FILHO; GAMA, 2003, apud LEVIS,
2006):
FS = (∑V-U).tanɸ + c.B
∑H
Onde:
a) FS: Coeficiente de segurança ao deslizamento;
b) ΣV: Somatório das forças verticais;
c) U: Força resultante das subpressões atuantes na base da barragem;
d) ϕ : Ângulo de atrito na base;
e) c: Coesão na base;
f) B: Largura da base;
g) ΣH: Somatório das forças horizontais.
64
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Com base nesta fórmula, é possível concluir as principais grandezas que podem ser modificadas
são (LEVIS, 2006):
a) Peso da estrutura;
b) Resultante da Subpressão;
c) Área da base.
Depois que se descobriu a existência da subpressão, várias hipóteses foram estabelecidas. A
primeira, citada por Andrade (1982 apud LEVIS, 2006), foi a de Lieckfeldt em 1898, onde se
admitia uma distribuição retangular, conforme a figura 21:
Figura 21: Hipótese de Lieckfeldt (ANDRADE, 1982 apud LEVIS, 2006).
A segunda foi a de Levy (1899 apud LEVIS, 2006), onde a subpressão é estabelecida de
montante para jusante, conforme a figura 22:
65
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 22: Hipótese de Levy (ANDRADE, 1982 apud LEVIS, 2006).
Somente em 1951, a American Society of Civil Engineers organizou um comitê para estudar a
possibilidade de explicar o fenômeno da subpressão, expondo que era estabelecido inicialmente
que a subpressão variaria linearmente de montante para jusante e poderiam ser utilizados dois
coeficientes (figura 23): o de área (onde atua a subpressão) e o de intensidade (carga máxima
de montante) (ANDRADE, 1982 apud LEVIS, 2006).
Figura 23: Diagrama de intensidade de subpressão com vários fatores (ANDRADE, 1982 apud LEVIS, 2006).
O fator de intensidade (FI) indicado na figura 23 depende das condições geológicas da
fundação, principalmente no que diz respeito à estrutura, capacidade de absorção e
66
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
permeabilidade, sistema dominante das camadas, juntas, espessuras e estanqueidade relativa
dos estratos (LEVIS, 2006).
Em 1961, Casagrande estudou casos hipotéticos de projetos com cortinas de drenagens e
injeções eficientes e não eficientes, conforme figura 24 (CASAGRANDE, 1961 apud LEVIS,
2006):
Figura 24: Estudo hipotético de Casagrande (1961 apud LEVIS, 2006).
Após a ideia inicial de Casagrande, em 1972, Londe (GUIMARÃES, 1988 apud LEVIS, 2006)
também levantou considerações sobre as injeções e a drenagem na subpressão (figura 25):
67
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 25: Considerações de Londe (1972, apud LEVIS, 2006) sobre injeções e drenagem na subpressão.
Para Londe (1972, apud LEVIS, 2006), a cortina de injeção somente apresenta eficácia nas
reduções das vazões e das pressões de jusante se possuir uma espessura suficiente e induzir ao
maciço uma diferença na permeabilidade (b≠c). Nesse caso, a drenagem pode ser
desconsiderada (c=e). Para injeções em maciços de baixa permeabilidade, o seu efeito é muito
reduzido devido à penetração limitada e pequena espessura, neste caso a cortina de vedação é
praticamente inexistente (b≈a) e as pressões acabam sendo condicionadas pela drenagem (d≈f).
Além disso, cortinas com pequena espessura têm sua eficácia comprometida pela possibilidade
da existência de vazios (LEVIS, 2006).
Hoje em dia, cada órgão possui seu critério de determinação de subpressão como será visto no
tópico 2.3.3.
68
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
2.3.3. CRITÉRIOS DE SUBPRESSÃO
2.3.3.1.
Critério U.S. Army Corps of Engineers:
Levis (2006) cita a definição deste critério como se fizesse considerações de subpressão ao
longo da base e na fundação da barragem. Nesse caso, a subpressão age em 100% da base e sua
distribuição depende da eficiência dos drenos e da cortina de injeção (quando aplicável), e de
feições geológicas como: permeabilidade da rocha, falhas e juntas. O valor da subpressão em
qualquer ponto abaixo da estrutura será a pressão de NA de jusante ao gradiente hidráulico entre
os níveis de montante e jusante (figura 26).
69
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 28: Critério de Subpressão desenvolvido por U.S. Army Corps of Engineers (LEVIS, 2006).
2.3.3.2.
Critério U.S. Bureau of Reclamation:
Osako (2002 apud LEVIS, 2006) comenta que a subpressão, para este critério, atua também em
100% da área da base e possui um fator de intensidade de 1/3 da carga hidrostática imposta à
estrutura, na linha de drenos. Comparando com o critério do item 2.3.3.1, observa-se que o
70
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
valor de Hd será maior quando o primeiro critério for usado, pois a diferença entre os níveis de
montante e jusante é multiplicada pelo termo (B-d) I B (figura 27).
Figura 27: Critério de Subpressão desenvolvido por USBR (LEVIS, 2006).
2.3.3.3.
Critério de Cruz (1996):
Cruz (1996) apresentou situações (figura 28) de redução de subpressão numa feição permeável
de uma barragem de concreto hipotética apoiada em maciço rochoso, considerando casos com
tratamento somente com drenagem, somente com injeção e com drenagem e injeção, para uma
ou duas galerias (LEVIS, 2006):
71
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 28: Critério Cruz (1996 apud LEVIS, 2006).
Cruz (1996) mostra os valores das subpressões totais no plano da descontinuidade, e as reduções
previstas para os vários tratamentos, considerando eficiência de 100% (teórica) e 67% (comum
em critérios de projetos). Para as vazões admitindo gradiente linear na fundação para condição
sem tratamento, pode-se estimar a redução ou aumento das vazões resultantes dos tratamentos
(tabela 02) (LEVIS, 2006).
72
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
TABELA 02: Valores de subpressão de Cruz (1996 apud LEVIS, 2006).
CASO
SUBPRESSÃO
100%
67% EFICIÊNCIA
100%
67%
TOTAL (1)
EFICIÊNCIA
(SUBPRESSÃO)
EFICIÊNCIA
EFICIÊNCIA
(VAZÃO)
(VAZÃO)
(SUBPRESSÃO)
A
U
0,83U
0,85U
0
0,34Q
B
U
0,53U
0,71U
5,2Q
3,6Q
C
U
0,52U
0,73U
0,4Q
0,7Q
D
U
0,64U
0,72U
0
0,22Q
E
U
0,37U
0,57U
9,3Q
7,1Q
F
U
0,39U
0,56U
1,4Q
2Q
G
U
0,44U
0,50U
0
1,3Q
2.3.3.4.
Critério Eletrobrás (2001)
A Eletrobrás criou um critério, com auxílio do CBGB com o intuito de uniformizar os critérios
então utilizados no Brasil, mas para isso se seguiu o molde do USBR (OSAKO, 2002 apud
LEVIS, 2006).
Na figura 29, segue detalhe da unificação dos métodos realizados pela Eletrobrás:
73
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 29: Critério de subpressão Eletrobrás (2001 apud LEVIS, 2006).
2.3.4. MÉTODO DE ANÁLISE RACIONAL
Sobre o método racional de análise de subpressão, este consiste em avaliação baseada em
retroanálise. Primeiramente se adota o critério que será utilizado e se modela o diagrama de
distribuição da subpressão ao longo da barragem de concreto. Em seguida, simulam-se
situações como a comparação de drenos operantes e não operantes, inclusão de novas linhas de
drenagem e/ou galerias e exclusão das linhas de injeção. Com isso, pode-se verificar qual etapa
do tratamento está sendo mais eficiente na redução da força na base da barragem, otimizando a
análise estrutural dela.
74
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Veloso (2007) realizou um estudo comparativo utilizando a retroanálise para a barragem de
Guilmam-Amorim. Nesta pesquisa, considerou-se fases de entupimentos dos drenos, partindo
de uma condição de drenagem operante e terminando em drenos totalmente inoperantes, como
apresentados nas figuras 30 e 31.
Figura 30: Diagrama de subpressão na condição de drenos totalmente operantes (VELOSO, 2007).
75
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 31: Diagrama de subpressão na condição de drenos totalmente inoperantes (VELOSO, 2007).
Um estudo realizado para a barragem de Isamu Ikeda (TO), também através da retroanálise,
mostrou uma redução da subpressão em relação ao critério utilizado no método convencional
(USBR) de 75% na sua condição original: duas galerias com um linha de drenos em cada,
conforme apresentado na figura 32.
Figura 32: Diagrama de subpressão para o sistema original comparado ao método convencional USBR (DA
SILVA, 2006).
76
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Houve uma proposta de otimização deste sistema de drenagem, considerando o aumento da
profundidade dos furos, aumento do diâmetro, aumento de uma galeria e duplicação da linha
em cada galeria de drenagem. A figura 33 apresenta o diagrama de subpressão para condição
otimizada, onde se chegou a uma redução de 90% em relação ao sistema convencional USBR.
Figura 33: Diagrama de subpressão para o sistema otimizado (DA SILVA, 2006).
Observa-se que nas otimizações e retroanálises, o fator predominante na redução de subpressão
é o sistema de drenagem. Em nenhum dos dois estudos foi evidenciada a condição da cortina
de injeção para esta redução, retornando ao já mencionado pelos grandes estudiosos, como
Casagrande (1961 apud VELOSO, 2007), que categoricamente comprova na figura 34, a
redução significativa da subpressão entre a linha de injeção e a linha drenagem, com posterior
manutenção deste valor.
77
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 31: Barragem de Hiawassee, diagrama de subpressões na fundação (CASAGRANDE,1961 apud
VELOSO, 2007).
78
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
3. ESTUDO DE CASO
3.1.
O PROJETO
A Usina Hidrelétrica de Jirau teve iniciada sua construção em 2008 com previsão de
término em 2015, juntamente com a UHE Santo Antônio, ambas no complexo do Rio
Madeira (RO) e está em 5º lugar na lista das 10 maiores hidrelétricas do país, segundo
Chiossi (2013).
Jirau está situada no local denominado Ilha do Padre, a 120 km da capital do estado,
Porto Velho (figuras 35, 36 e 37) e terá capacidade instalada de 3.750 MW e garantia
física de 2.184,6 MW, o suficiente para abastecer mais de 10 milhões de residências
(ENERGA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2014).
.
Figura 35: Vista da localização do empreendimento (ENERGA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2014).
79
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 36: Vista aérea da execução do empreendimento (GOOGLE EARTH, 2014).
Figura 37: Vista aérea do empreendimento – Vertedouro e Casa de Força 1 (Arquivo Pessoal).
O projeto possui duas casas de forças, uma na margem direita com 28 unidades do tipo
bulbo acoplada na Tomada d’Água e outra na margem esquerda com 22 unidades
também do tipo bulbo. Cada uma destas casas de força possuem duas áreas de
montagem e manutenção das 50 unidades geradoras, com 75 MW de potência unitária
(ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2014).
80
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
O empreendimento possui ainda um sistema extravasor tipo vertedouro, duas barragens
de terra (uma na margem esquerda e outra na margem direita, ambas servindo como
fechamento), uma barragem mista de terra e enrocamento que faz a ligação do
vertedouro com o vertedouro de troncos e uma barragem principal de núcleo asfáltico e
enrocamento.
A estrutura do vertedouro, que é o foco deste estudo, possui capacidade de vazão de
82.600 m³/s, 18 vãos e comprimento da soleira de 64 m. Além da sua função original, a
estrutura foi utilizada para desviar o rio em 2011 através do método de ogivas
rebaixadas. A figura 38 mostra um detalhe da estrutura.
Figura 38: Esquema da estrutura do vertedouro da UHE Jirau (Arquivo Pessoal).
Jirau faz parte do grupo de novas concepções de reservatórios (pequenos ou sem
reservatórios) e para isso usam turbinas tipo bulbo, que é composta por uma turbina de
eixo horizontal acoplada a um gerador também horizontal. Essas turbinas necessitam de
uma pequena queda d’água para geração de energia (em torno de 20 m) e possibilitam
exploração do potencial hídrico da Amazônia (SILVA, 2014).
A área do reservatório de Jirau é variável, atingindo na sua cota máxima normal 302,6
km² e está fornecendo energia para o Sistema Interligado Nacional (SIN) desde o dia 06
de setembro de 2013, quando a primeira unidade entrou em operação (ENERGIA
SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2014).
81
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
A tabela 03 apresenta os demais dados técnicos de Jirau:
TABELA 03: Dados Técnicos de Jirau (adaptado de ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL,
2014).
NA de montante
90 m
NA de jusante
70 m
Vida útil
Mais de 50 anos
Queda bruta
19,90 m
Sistema adutor
Tomada d’água tipo gravidade
Comprimento da crista da barragem
1.150 m
principal
Altura máxima da barragem
3.2.
62 m
GEOLOGIA LOCAL
Todas as estruturas que compõe o AHE Jirau estão apoiadas em formações de granitos
da Suíte Intrusiva São Lourenço-Caripunas, solos e rochas de conglomerados da
Formação Palmeiral, ambos do Pré-Cambriano, e sedimentos de terraço fluvial
atribuídos à Formação Jaciparaná, do Quaternário, além de aluviões e coluviões
recentes (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2009, 1020-JI2-ET-USC/GG007).
As maiores peculiaridades da geologia local foi o surgimento de aberturas subverticais e
sub-horizontais, detalhadas no item 3.2.1.
Houve ainda, a ocorrência de diques diabásicos na região dos blocos 08 e 09 do
vertedouro, com extensão até a barragem da Ilha do Padre. A figura 39 apresenta o
detalhe deste dique.
82
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 39: Dique diabásico na fundação do bloco 09 do vertedouro (ENERGIA
SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2011, 1020-JI2-RT-VTC/GG-00054, 2011).
3.2.1. ESTRUTURAS SUBHORIZONTAIS DXs
Em várias regiões da obra, com maior ênfase no vertedouro, surgiram durante as
escavações em rocha, expressivas feições de origem geológica. Estas feições
segmentam o maciço rochoso granítico através de estruturas subverticais Zx, subhorizontais Dx, e, inclinadas Ix, gerando problemas de projeto relativos a deslizamento
de blocos nos taludes de escavação, à percolação de água, subpressão e resistência ao
cisalhamento das fundações das estruturas, além de tensões internas (MATRA, 2009).
Como as estruturas DXs estão localizadas no sentido do fluxo, para efeito de
permeabilidade, o seu estudo aprofundado se faz necessário, sendo que as demais
estruturas ZXs e IXs provocam mais deslocamentos de blocos, por cortarem as
primeiras feições, como se observa na figura 40.
83
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 40: Mapeamentos das estruturas subverticais, sub-horizontais e inclinadas no muro lateral
esquerdo hidráulico (MATRA, 2009).
As estruturas horizontais DXs, foram caracterizadas como feições semelhantes às zonas
de cisalhamento de baixo ângulo ou juntas-falhas dos basaltos. Porém, foi interpretada
inicialmente, como sendo um processo de “discing” ou discagem, “formada pela
abertura e deslocamentos de juntas sub-horizontais, decorrente do processo de liberação
de tensões residuais dentro do corpo de granito” (MATRA, 2009). As figuras 41 e 42
demonstram as condições destas fraturas.
84
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 41: Detalhe da espessura das feições subhorizontais DXs (MATRA, 2009).
Figura 42: Detalhe das feições subhorizontais DX’s (MATRA, 2009).
85
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
As sondagens mostraram que estas feições se encontram em várias profundidades,
sendo mais alteradas e espessas próximas à superfície nos primeiros 20 m e tendem a
diminuir de espessura quando em profundidade maiores que 20 m (MATRA, 2009), ou
seja, são mais evidentes na região de tratamento de fundação.
As fraturas DXs foram divididas em três grupos: DX1, DX2 e DX3, as quais podem ser
identificadas nas imagens de perfilagem ótica das figuras 43 a 45.
a) DX1: Não apresenta vazios, apenas discagem:
Figura 43: Característica da fratura DX1 – Esc. 1/10 (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2010,
1020-JI2-RT-USC/GG-00013).
86
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
b) DX2: Apresenta vazios parciais intercalados com zonas discadas:
Figura 44: Característica da fratura DX2 – Esc. 1/10 (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2010,
1020-JI2-RT-USC/GG-00013).
c)
DX3:
Apresenta vazio contínuo em toda a volta do furo com discagem limitada
às bordas superior e inferior ou sem vestígios da discagem.
87
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 45: Característica da fratura DX3 DX2 – Esc. 1/10 (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL,
2010, 1020-JI2-RT-USC/GG-00013).
3.3.
TRATAMENTO DA FUNDAÇÃO
A tabela 04 apresenta um resumo das quantidades de tratamento realizado na UHE Jirau
até a data deste estudo. Em resumo, pode-se afirmar que até este momento foram 57.000
m de perfuração (injeção e drenagem) e 551 toneladas de calda de cimento injetada.
Nota-se que as quantidades na estrutura do vertedouro são muito superiores que as
demais estruturas, com ressalva da barragem principal, porém esta possui extensão
superior que a do vertedouro.
88
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
TABELA 04: Quantitativo de tratamento profundo nas estruturas da UHE Jirau.
ESTRUTURA
ÁREA DE
PERFURAÇÃO
PERFURAÇÃO
PERFURAÇÃO
INJEÇÃO
INJEÇÃO (M)
DRENO (M)
ROTATIVA (M)
(KG)
1.080,60
735,40
-
11.474,56
1.036,90
474,40
19,27
17.823,68
619,65
619,65
-
9.891,50
1.236,10
450,90
61,43
12.091,38
8.159,5
-
23,12
93.169,37
884,23
-
18.881,76
-
-
195.333,67
5.068,50
3.484,90
-
70.935,43
2.322,70
1.645,60
-
17.280,85
578,10
-
-
4.164,72
36,00
-
-
334,08
419,65
263,90
-
4.282,72
6.177,30
2.944,80
61,77
103.723,48
46.550,99
10.619,55
165,59
551.338,04
MONTAGEM - A1
ÁREA DE
MONTAGEM- A2
ÁREA DE
MONTAGEM- A3
ÁREA DE
MONTAGEM- A4
BARRAGEM – ILHA
DO PADRE
BARRAGEM
10.832,60
MARGEM DIREITA
BARRAGEM
NÚCLEO
ASFÁLTICO – BENA
CASA DE FORÇA C1
CASA DE FORÇA C2 – ETAPA 1
CASA DE FORÇA C2 – ETAPA 2
MURO LATERAL
DIREITO - MLD
MURO LATERAL
ESQUERDO – MLE
VERTEDOURO
TOTAL
Sobre o tratamento de fundação especificado para o vertedouro de Jirau, o método
sugerido foi o tradicional, com sistema de abertura de malha Split-Spacing, onde o
projeto é composto por três linhas de furos na galeria de drenagem montante (75 mm)
para cortina de injeção, todas com 20 m de profundidade contadas da vertical (que é
aproximadamente o mesmo valor que H), que varia conforme sua inclinação (linha
montante – 20º/ sentido montante; linha central – 15º/ sentido montante; linha jusante –
89
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
10º/ sentido montante) como se observa nas figuras 42 e 43. Destas três linhas, a que se
localiza à montante da galeria de drenagem serve como cortina principal com todos os
furos, da ordem primária à terciária, obrigatórios. As demais linhas são denominadas
eventuais, que são abertas somente quando um dos furos adjacentes, em qualquer
trecho, consumir mais que 30 kg/m de calda de cimento. Ou seja, se um furo da linha
obrigatória ultrapassar este limite, deverá ser aberto dois furos da linha central, um à
esquerda e outro à direita do furo montante. Da mesma forma para um furo da linha
central, onde serão abertos dois furos da linha jusante. A profundidade dos furos
adicionais atingem a cota de projeto, com exceção de consumo nos últimos 3 m do furo
de alta absorção, onde se ultrapassa 3 m no furo adicional, além da cota final de projeto.
Na estrutura do vertedouro não foram previstas injeções de consolidação (de 6 m a 9 m),
salvo algumas áreas fora da região da cortina de injeção de impermeabilização, onde as
escavações provocaram abertura nas fraturas superficiais e injeções até 5 m foram
executadas juntamente com instalação de chumbadores. Porém, estas injeções não
foram consideradas neste estudo. As injeções de colagem, ou contato, como comumente
é conhecida, foram executadas juntamente com as injeções de impermeabilização.
Quando as perfurações foram iniciadas no maciço rochoso ou concreto de regularização
com menos de 1 m de espessura, os 3 primeiros metros do furo foram deixados aberto
para posterior injeção (quando houvesse uma camada de concreto maior que 1 m para
que a pressão da injeção não provocasse levantamento da estrutura). Quando as
perfurações eram iniciadas em camadas de concreto maiores que 1 m, a injeção de
contato seguiu o processo normal.
Além dos furos da cortina de injeção, são previstos furos de drenagem profunda (75
mm), localizados a jusante da cortina de injeção e com profundidade de 20 m, todos no
sentido vertical. Estes furos formam uma malha de 3 m entre si, coincidindo com os
furos obrigatórios da linha de montante e são perfurados após a conclusão de no
mínimo, 30 m de extensão de cortina de injeção.
90
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 46: Detalhe da planta do projeto de tratamento de fundação do vertedouro de Jirau (ENERGIA
SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2009 – 1020-JIE-DEVTC/TR-00001-01).
Figura 47: Detalhe do perfil do projeto de tratamento de fundação do vertedouro de Jirau (ENERGIA
SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2009 – 1020-JIE-DEVTC/TR-00001-01).
91
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 48: Detalhe das linhas de injeção e drenagem na galeria do vertedouro (ENERGIA
SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2009, 1020-JI2-DE-VTC/TR-00008).
Figura 49: Detalhe típico da galeria do vertedouro (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2009,
1020-JI2-DE-VTC/TR-00008).
Alguns furos adicionais foram propostos pela Projetista para suprir a necessidade de
vedação em trechos de maior permeabilidade e trechos também de maior incidência de
92
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
zonas fraturadas e cisalhadas, como por exemplo, nos Blocos VT-08 e VT-09, onde
haviam várias fraturas e diques diabásicos (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL,
2010, 1020-JI2-MP-VTC-GG-00013-01).
Os furos foram injetados de forma ascendente, onde o furo é totalmente aberto até a cota
final e posteriormente realizada a injeção, com obturador simples, devido à falta de
eficiência dos obturadores duplos. A injeção de cada trecho é interrompida através do
método de nega, quando não há mais percolação de calda dentro do furo, mantendo-se a
injeção por mais 15 min. Concluído o trecho, passa-se imediatamente para o trecho
superior.
Todas as perfurações, tanto para furos de injeção e drenagem e parte dos furos de
verificação foram executadas com perfuratrizes rotopercussivas hidráulicas e
pneumáticas com sistema de perfuração com lavagem simultânea das paredes dos furos.
Enquanto o furo está sendo perfurado, o pó gerado é empurrado para dentro das fraturas
e a água no processo auxilia na limpeza destas fraturas. Porém, a pressão da água não é
suficiente para garantir total desobstrução, e para isso, após a conclusão da perfuração
do furo é injetado jato de ar e água com pressões mais elevadas para aumentar a eficácia
da percolação de calda através das falhas do maciço.
O equipamento utilizado para a injeção foi um caminhão com carroceria adaptada com
conjunto de misturador e bomba helicoidal (figura 50). O misturador duplo possui um
tanque turbina para misturar a calda de cimento e outro tanque hélice para agitar a calda
depois de pronta. Estes tanques são interligados para permitir a transferência de material
de uma cuba para outra (MAQUESONDA, 2014).
A bomba que complementa o conjunto sobre o caminhão possui capacidade injetora de
até 150 l/min a uma pressão de descarga 1,5 MPa e pressão máxima de 2,1 MPa
(ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2009, 1310-JI2-PR-USC/GG-00009-07).
93
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 50: Caminhão com conjunto injetor utilizado na UHE Jirau (Arquivo Pessoal).
Foram executados ensaios de perda d’água sob pressão, nos furos primários alternados,
ou seja, em um primário a cada 24 m. Os ensaios seguiram todas as prescrições da
Oliveira, Silva e Ferreira (1975), de forma descendente, com obturadores simples. Os
trechos foram ensaiados contando com os 5 estágios de pressão, mesmo quando se
observava estanqueidade. A escolha da extensão dos trechos foi seguindo prescrições
das especificações do projeto, que limitou horizontes entre 3 m a 5 m. Com isso, a
construtora optou por usar trechos de 3 m para assegurar maior qualidade ao processo
tanto de injeção como de ensaio. O coeficiente de permeabilidade de cada trecho foi
calculado com base nas formulações apresentadas pela Oliveira, Silva e Ferreira (1975),
sem considerar o coeficiente equivalente, tendo em vista o desconhecimento da
condutividade pelas descontinuidades do maciço. Para a perda de carga, a construtora
apresentou uma tabela de cálculo utilizada neste e em demais projetos pela mesma,
porém, os boletins de EPA fornecidos pela mesma desconsideraram o valor da perda de
carga pela tubulação devido aos baixos valores. Não se tem conhecimento de nenhum
ensaio ou ábaco realizado antes das atividades para aferição dos valores de perda de
carga.
94
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Para as injeções, o critério de cálculo utilizado foi especificado em documentos
normativos da própria obra, sendo a pressão calculada a partir de 25 kPa/m de
profundidade (sistema de adoção de baixas pressões ou americano). Esta pressão é
considerada da altura de posicionamento do manômetro (na boca do furo) até metade do
trecho obturado, o qual está recebendo a injeção. Considera-se a pressão no meio do
trecho para efeito de pressão média onde a distribuição da calda é mais eficaz.
Os fatores água/cimento (A/C) das caldas para a injeção variam de 0,7 e 0,5, todas com
cimento CPIV, iniciando pela calda 0,7 até que haja no máximo 200 kg/m injetados. A
partir deste valor, a calda passa para 0,5, a qual pode ser injetada até 2000 kg/m. A
partir deste valor, recomenda-se o que se chama de injeção intermitente, ou seja, a cada
2000 kg/m a injeção é paralisada por 2 h e o processo é seguido até que a nega seja
alcançada.
Após a conclusão da cortina de injeção e antes da execução dos furos de drenagem, são
executados furos de verificação, determinados pela projetista em obra, com inclinação e
profundidade determinadas pela própria, conforme andamento dos tratamentos de
fundação. Os locais escolhidos pelo ATO (assistente técnico de obra) da obra foram os
blocos VT-05 (FV-02 e FV-04), VT-06 (FV-03) e VT-07 (FV-05).
Com base nos resultados destes furos de verificação, é possível aumentar o número de
furos da cortina ou liberar para a abertura das drenagens profundas. No caso deste
projeto, os furos de verificação foram abertos, ensaiados e injetados novamente. E
alguns casos, como na UHE Serra da Mesa, nos ensaios de EPA dos furos de
verificação, adicionavam-se à água corante para auxiliar na verificação do
preenchimento das fraturas pelas caldas de cimento e as condições de permeabilidade da
fundação tratada (SILVA; DUARTE, 1992).
Ensaios de injetabilidade foram realizados no início das atividades, nos furos LM-50P,
onde se verificou a melhor opção de injeção e ensaio de EPA (ascendente ou
95
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
descendente). Através dos resultados se optou seguir os critérios de projeto, sem utilizar
obturadores duplos devido à baixa eficiência dos mesmos.
3.4.
MONITORAMENTO DO TRATAMENTO: INSTRUMENTAÇÃO
O vertedouro de Jirau foi instrumentado com diversos aparelhos para controlar o seu
comportamento em várias fases da construção e da operação. No caso deste estudo,
serão focados somente os piezômetros que monitoram a pressão d’água na fundação e
no contato concreto-rocha.
Inicialmente, o projeto previa piezômetros instalados em furos NX, abertos por
perfuração rotativa com coroa diamantada e recuperação total dos testemunhos. Nestes
furos, foram previstos ensaios de perda d’água em trechos de 3 m durante o processo de
perfuração e trecho de 50 cm nas proximidades da cota de instalação (ENERGIA
SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2009, 1020-JI2-ET-USC/GG-007).
Durante a construção do empreendimento, alterou-se a metodologia de perfuração para
rotopercussiva sem recuperação de testemunho com posterior televisionamento. O
televisionamento é um método de investigação de maciços rochosos alternativo ao
processo de perfuração rotativa. A metodologia adotada em Jirau foi desenvolvida na
França em 1998 por René Colas e é dividido em duas fases: aquisição e processamento
de imagens. Na aquisição, desce-se no furo com um tubo provido de uma câmera na
ponta que envia as imagens diretamente para um computador que fica na superfície,
onde se inicia a segunda fase, que é de processamento das imagens em um software
específico que reconstitui a forma cilíndrica das paredes do furo de sondagem que são
retratadas como um testemunho virtual (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL,
2009, 1020-JI2-RT-USC/GG-005).
Os piezômetros foram instalados nas cotas mais permeáveis identificadas no
testemunho/televisionamento e somente foram instalados após a conclusão dos
trabalhos de injeção em uma distância mínima de 20 m. O trecho onde é tomada a
96
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
medida do piezômetro deve ser posicionado na camada mais permeável, na parte central
da mesma, exceto no contato concreto-rocha (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO
BRASIL, 2009, 1020-JI2-ET-USC/GG-007). A figura 51 mostra o esquema da
instalação do piezômetro:
Figura 51: Detalhe do piezômetro instalado em Jirau (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2009,
1020-JI2-ET-USC/GG-007).
Os piezômetros foram instalados nos blocos VT-01, VT-03, VT-05, VT-08 e VT-10,
conforme documentos executivos da obra. As leituras são realizadas diariamente
durante as duas primeiras semanas após a instalação, até a sua estabilização (ENERGIA
SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2009, 1020-JI2-ET-USC/GG-007). A tabela 05 mostra
a frequência de leituras realizadas em Jirau (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL,
2010, 1020-JI2-ET-USC/IN-00006).
97
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
TABELA 05: Frequência de leituras dos instrumentos em Jirau (adaptado de ENERGIA
SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2010, 1020-JI2-ET-USC/IN-00006).
INSTRUMENTO
Fase 1
Fase 2
Fase 3
Fase 4
Instalação
Construção
Enchimento
Operação
Diário
Quinzenal
Semanal
Quinzenal /
Mensal
Diário
Semanal
3 leituras semanais
Quinzenal /
Mensal
Extensômetros
Diário
Quinzenal
3 leituras semanais
Quinzenal /
Mensal
Medidores de
-
Quinzenal
2 leituras semanais
Mensal
Medidores
Triortogonais
Piezômetros de
Tubo
Vazão
Onde,
a) Fase 1 – Instalação: Tempo entre a instalação do instrumento e a estabilização
das leituras, sendo essa duração bastante variável, podendo levar de dias até
algumas semanas;
b) Fase 2 – Construção: Tempo entre o término da fase 1 e um mês da data prevista
para enchimento. Nessa etapa ocorre evolução dos carregamentos devido a
construção das estruturas no entorno do aparelho, principalmente nas fundações;
c) Fase 3 – Enchimento: Tempo em que ocorrem a aplicação das cargas hidráulicas
devido o enchimento do reservatório. Este enchimento pode ser parcial (no caso
de desvio do rio e 2ª fase do rio) ou total e em qualquer caso o período deverá
ser contado a partir de 1 mês antes da data prevista para inundação. Esta fase é
concluída quando for possível identificar a estabilização das leituras;
d) Fase 4 – Operação: Período do término do enchimento até 5 anos após este
enchimento. Concluído este período, a frequência de leituras poderá ser
remodelada.
98
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
3.5.
SUBPRESSÃO
Para o projeto da usina de Jirau, segundo os critérios de projetos civis (ENERGIA
SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2009, 1020-JI2-CP-USC/GR-00001-00), não foram
previstas análises de percolação, e com isso a determinação dos diagramas de
subpressão obedeceram às seguintes diretrizes:
a) As ações quantificadas pelos diagramas de subpressão são permanentes,
variáveis ou excepcionais, de acordo com o nível de água que as definem;
b) O nível piezométrico de montante corresponde ao nível de água a montante.
Assim ocorre também com a jusante;
c) Na galeria de montante, o nível piezométrico é estabelecido em função do
desnível do NA de montante e jusante ou o nível do piso da galeria,
considerando o valor mais alto entre eles;
d) A cota piezométrica na galeria corresponde na linha de drenos à 1/3 deste
desnível, sendo a drenagem responsável por uma redução de 2/3 desta carga;
e) Os diagramas de subpressão no contato (rocha-concreto) são determinados a
partir da linha piezométrica entre montante e jusante;
f) A distância da linha de drenos em relação a montante deve ser menor de 8% da
altura hisdrostática máxima de montante;
g) A condição de drenos inoperantes são consideradas somente na avaliação da
segurança em relação ao Estado Limite de Perda de Equilíbrio como corpo
Rígido.
99
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Com base nestes dados, avaliou-se duas condições para a subpressão, sendo uma de
nível de alerta com os drenos operantes, adotando o seguinte (ENERGIA
SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2009, 1020-JI2-RT-USC/IN-00005):
a) PZ-VE-n0, n1 e n2
NPref = NAmon
b) PZ-VE-n3
NPref = 0,25 NAmon + 0,75 NAjus
c) PZ-VE-n4
NPref = 0,29 NAmon + 0,71 NAjus
d) PZ-VE-n5
NPref = 0,32 NAmon + 0,68 NAjus
N.A.
MONTANTE
A
B
C
20,30
21,50
13,70
D
25,70
E
5,50
7,80
N.A.
JUSANTE
FLUXO
GALERIA
57,50
P.A.
PZ-VE-15, 35, 55, 85 e105
PZ-VE-11, 31, 51, 81 e 101
EIXO DA BARRAGEM
PZ-VE-12, 32, 52, 82 e 102
PZ-VE-14, 34, 54, 84 e 104
PZ-VE-13, 33, 53, 83 e 103
PZ-VE-10, 30, 50, 80 e 100
SEÇÃO TÍPICA
VERTEDOURO (PIEZÔMETROS)
SEM ESCALA
Figura 52: Detalhe do nível de atenção para condição de drenos operantes (ENERGIA SUSTENTÁVEL
DO BRASIL, 2009, 1020-JI2-RT-USC/IN-00005).
Já, na condição de drenos inoperantes, adotando-se (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO
BRASIL, 2009, 1020-JI2-RT-USC/IN-00005):
a) PZ-VE-n0, n1 e n2
NPref = NAmon
b) PZ-VE-n3
NPref = 0,69 NAmon + 0,31 NAjus
c) PZ-VE-n4
NPref = 0,79 NAmon + 0,21 NAjus
d) PZ-VE-n5
NPref = 0,88 NAmon + 0,12 NAjus
100
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
N.A.
MONTANTE
A
B
C
20,30
21,50
13,70
D
25,70
E
5,50
7,80
N.A.
JUSANTE
FLUXO
GALERIA
57,50
P.A.
PZ-VE-15, 35, 55, 85 e105
PZ-VE-11, 31, 51, 81 e 101
EIXO DA BARRAGEM
PZ-VE-12, 32, 52, 82 e 102
PZ-VE-14, 34, 54, 84 e 104
PZ-VE-13, 33, 53, 83 e 103
PZ-VE-10, 30, 50, 80 e 100
SEÇÃO TÍPICA
VERTEDOURO (PIEZÔMETROS)
SEM ESCALA
Figura 53: Detalhe do nível de atenção para condição de drenos inoperantes (ENERGIA
SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2009, 1020-JI2-RT-USC/IN-00005).
101
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
4. ANÁLISES REALIZADAS
4.1.
ANÁLISE DA REDUÇÃO DA PERMEABILIDADE
4.1.1. METODOLOGIA DE ANÁLISE
A análise da permeabilidade do maciço rochoso foi baseada nos resultados dos ensaios
de perda d’água de furo único, por meio dos coeficientes de permeabilidade calculados
para cada trecho de 3 m, adotando-se sempre o maior valor de cada trecho. Para identificar
qual a permeabilidade do maciço antes do tratamento, utilizaram-se os valores de
permeabilidade dos furos de sondagem e furos de injeção primários obrigatórios. Já, para
analisar a permeabilidade pós-tratamento, foram utilizados os valores de coeficiente de
permeabilidade dos furos de verificação.
Os furos de sondagem escolhidos para a análise pré-tratamento, foram limitados à região
da galeria de drenagem montante e mais próxima a ela (elevação 55), onde a cortina de
injeção foi projetada e executada. Esta região está delimitada conforme o esquema da
figura 54.
Figura 54: Região de análise dos furos de sondagem e injeção (1020-JI2-RT-VTC/GG-00054, 2011).
102
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
A ideia inicial era dividir o maciço em horizontes seccionados conforme a disposição das
descontinuidades DXs, mas como estas são descontínuas e com espessuras muito
pequenas (como demonstrado no perfil geológico-geotécnico do anexo III), optou-se por
seguir a análise em trechos de 3 m conforme comentado. Como as fraturas estão presentes
nos 20 primeiros metros de profundidade, será possível identificar sua contribuição ou
não na permeabilidade do maciço.
As informações dos coeficientes de permeabilidade foram retiradas dos boletins e logs de
sondagens. Alguns furos de sondagem possuem cotas e profundidades além das
estipuladas por esta pesquisa (55 m e 34 m), e nestes casos, o que se encontra além deste
horizonte foi desconsiderado. Já, os furos de injeção e verificação situados dentro dos
limites estipulados (que são as cotas de tratamento) foram analisados integralmente.
Muitos dos furos de sondagem possuem trechos ensaiados somente de 1 m ou superiores
a 5 m. Nestes casos, os trechos foram unificados ou divididos para manter a ordem de 3
m e, onde houve unificação, manteve-se o valor de k como o maior. Nos casos de divisão
de trecho, utilizou-se do mesmo k para as subdivisões.
Seguindo as análises, primeiramente, foi analisado o comportamento geral do maciço
antes e depois do tratamento, utilizando um gráfico elaborado em Excel, do tipo setores,
usando os critérios e limitações bibliográficas, conforme tabela 06. Destaca-se o fato da
condição “impermeável” indicada para consumos menores que 10-7 cm/s conforme esta
tabela. Na prática não acredita-se em uma condição impermeável que permita fluxo pelo
maciço. Neste caso, o ideal seria considerar uma condição “muito baixa” ao invés de
“impermeável”.
103
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
TABELA 06: Critérios de permeabilidade de Loczy (1980, apud AZEVEDO; MARQUES, 2002).
PERMEABILIDADE
K (cm/s)
Impermeável
< 10-7
Baixa
10-7 a 10-5
Moderada
10-5 a 10-2
Alta
10-2 a 1
Muito Alta
>1
Depois, por uma tabela resumiu-se o comportamento do maciço em cada horizonte de 3
m, também antes e depois do tratamento com calda de cimento. Como existem vários
furos que possuem valores de coeficiente de permeabilidade e estes variam muito entre
si, foi utilizada a mediana de todos os valores, obtendo-se um valor de k conhecido para
cada horizonte. Junto com a tabela, foi elaborado um gráfico em Excel em linhas para
caracterizar a redução da permeabilidade antes e depois do tratamento.
Salienta-se que em muitos furos de sondagem não há informações suficientes, sendo
muitos deles desconsiderados das análises por falta de dados (furos SI; sem informação).
4.1.2. APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS
A figura 55 apresenta o comportamento geral do maciço rochoso, considerando todos os
coeficientes de permeabilidades, (maiores valores de todos os estágios) em todos os
trechos dos furos ensaiados antes do tratamento profundo com calda de cimento, seguindo
os critérios da tabela 06.
104
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
COMPORTAMENTO MACIÇO ROCHOSO
PRÉ- TRATAMENTO
ALTA
1%
SEM INFORMAÇÃO
12%
MODERADA
40%
IMPERMEÁVEL
38%
BAIXA
9%
Figura 55: Resultado do comportamento do maciço rochoso antes do tratamento de vedação.
Já, na figura 56, apresenta-se a análise do comportamento geral pós-tratamento, realizada
através dos furos de verificação dispostos em alguns blocos do vertedouro. O maciço foi
caracterizado como impermeável (menor 10-7 cm/s), o que significa que a calda percolou
pelas fraturas existentes, transformando o maciço em um meio mais homogêneo e
isotrópico.
105
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
COMPORTAMENTO MACIÇO ROCHOSO
PÓS-TRATAMENTO
MODERADA
37%
IMPERMEÁVEL
54%
BAIXA
9%
Figura 56: Resultado do comportamento do maciço rochoso depois do tratamento de vedação.
A tabela 07 e a figura 57 apresentam uma análise detalhada nos trechos de 3 m tratados
com calda de cimento. Neste caso também se verifica redução nos coeficientes de
permeabilidade, confirmando com os resultados da análise geral, com exceção do último
trecho (37-34) que sofreu um pequeno acréscimo (o que é apresentado também no gráfico
da figura 57). Salienta-se que o valor de k= 00E+00 cm/s na realidade não é totalmente
nulo. O que ocorre é a falta de sensibilidade dos equipamentos de medição, que não
conseguem obter todas as casas decimais durante a leitura. De qualquer forma, valores
considerados como 00E+00 cm/s não são nulos, mas são de ordem muito pequena.
106
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
TABELA 07: Permeabilidade do maciço em detalhado para cada horizonte.
PRÉ-
PÓS-
TRATAMENTO
TRATAMENTO
(cm/s)
(cm/s)
55 – 52
1,36E-05
0,00E+00
52 – 49
1,50E-05
0,00E+00
49 – 46
3,22E-05
0,00E+00
46 – 43
6,07E-06
0,00E+00
43 – 40
2,02E-05
8,43E-06
40 – 37
6,11E-06
9,00E-06
37 – 34
4,69E-06
1,04E-05
COTA
PERMEABILIDADE X HORIZONTE
3,50E-05
3,00E-05
2,50E-05
2,00E-05
1,50E-05
1,00E-05
5,00E-06
0,00E+00
55
52
49
Pré-Tratamento
46
43
40
37
Pós-Tratamento
Figura 57: Redução da permeabilidade do maciço após o tratamento de vedação (k x cota).
107
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
4.1.3. CONCLUSÃO DOS RESULTADOS
Com relação à permeabilidade do maciço rochoso de fundação do vertedouro, conclui-se
que após a injeção de calda de cimento na fundação, houve redução na permeabilidade
em 5 dos 7 dos trechos ensaiados.
É importante ressaltar também, que as características mecânicas deste maciço são muito
boas, sendo que os processos de escavações com explosivos não alteraram o grau de
fraturamento dos primeiros 6 m, pois em todos os casos a permeabilidade foi muito baixa
nestes dois primeiros trechos.
Em uma análise realizada no vertedouro em 2013 pela projetista do empreendimento
(SILVEIRA, 2003), confirma-se a baixa permeabilidade do maciço, como já citado, com
os piezômetros mais profundos indicam um maciço gnáissico pouco permeável em
profundidade.
Em relação ao posicionamento das fraturas DXs, os resultados também mostraram a baixa
ou inexistência de influência sobre a permeabilidade, concluindo-se com isso que as
baixas taxas de condutividade na fundação estão relacionadas ao seu grau de fraturamento
natural, fraturamento este de pequenas aberturas que não permitem altos valores para k.
108
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
4.2.
ANÁLISE DA REDUÇÃO DA ABSORÇÃO DE CALDA DE CIMENTO
4.2.1. METODOLOGIA DE ANÁLISE
Esta análise ocorreu juntamente com o processo de injeção na cortina (pari passu), por
este monitoramento outros furos vão sendo abertos até que a cortina se feche e se
garanta impermeabilização do maciço.
Em campo, são gerados boletins de perfuração e injeção, contendo todas as informações
do processo, como: tipo de calda, horário de injeção, pressão, trecho, absorção, nega,
quanto de calda foi transferido para outro furo, quanto foi desperdiçado, quanta água foi
utilizada e demais observações pertinentes (anexo IV). Estes boletins são copilados em
um relatório geral (anexo V), que é base de dados para a análise estatística da
impermeabilização do maciço.
Como foi estudado o comportamento do maciço rochoso em relação à permeabilidade,
dividindo-o em horizontes com trechos de 3 m, a análise da cortina também foi dividida
nos mesmos horizontes para melhorar o entendimento da fundação impermeabilizada
com calda de cimento.
Assim, dividiu-se o relatório por horizontes e geraram-se gráficos em Excel do tipo
histograma para cada trecho. O gráfico analisa a ordem do furo (primário, secundário
etc) pelo consumo de calda (A/C 0,7 + A/C 0,5) absorvida a cada metro.
Salienta-se que as ordens de furos analisadas foram todos os furos obrigatórios de
montante, todos os eventuais executados da linha central e jusante, os furos adicionais
solicitados pela projetista durante a execução dos trabalhos em regiões de grande
consumo ou presença de fraturas muito espessas e furos de verificação, todos destinados
à impermeabilização do maciço, sendo que os furos de consolidação executados fora da
galeria de montante foram desconsiderados do estudo.
109
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
No final, gerou-se um gráfico de análise geral da cortina, desconsiderando os
horizontes, mantendo a relação ordem de furo x consumo por metro, comparando com a
tabela 08, indicado nos projetos de Jirau como limitações de consumo de calda.
TABELA 08: Classe de consumo de calda de cimento (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2010,
1020-JI2-RT-VTC/GG-0003-00).
Classe
Denominação
Absorção (kg/m)
I
Baixa
<30
II
Média
30-90
III
Alta
90-150
IV
Muito Alta
>150
A tabela 09 apresenta os valores de peso de calda para cada A/C de calda e diâmetro de
furo, utilizada para medir o preenchimento dos furos (a quantidade de calda que fica
dentro do furo sem percolar pelas fissuras). Como as análises de absorção foram
realizadas com o somatório das caldas de relação A/C 0,5 e 0,7, nesta tabela utilizou-se
a média dos dois valores indicados para furos de 3” (4,36 e 5,40 kg/m), para descontar
do volume total de calda utilizado no furo.
TABELA 09: Peso de calda de cimento (Arquivo Pessoal)
CÁLCULO PREENCHIMENTO FURO – CIMENTO 2,90 g/cm³
Diâmetro
Peso de calda A/C
Peso de calda A/C
(“)
0,7:1
0,5:1
3
5,40
4,36
110
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
4.2.2. APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS
Os resultados estão divididos em dois grupos: um de consumo por metro injetado em
cada horizonte do maciço rochoso, seguindo as mesmas diretrizes da análise de redução
de permeabilidade; outro, de uma forma geral do comportamento do tratamento de
impermeabilização.
As figuras de 58 a 66 apresentam o consumo de calda de cimento (kg/m) para cada
horizonte.
CONSUMO DE CALDA DE CIMENTO
HORIZONTE 55-52
14,09
PRIMÁRIO
10,80
SECUNDÁRIO
13,48
TERCIÁRIO
10,26
EVENTUAL LINHA CENTRAL
EVENTUAL LINHA JUSANTE
ADICIONAL
VERIFICAÇÃO
8,65
7,78
8,84
Figura 58: Consumo de calda de cimento para o trecho superior – Horizonte entre as cotas 55 m e 52 m.
111
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
CONSUMO DE CALDA DE CIMENTO
HORIZONTE 52-49
35,87
PRIMÁRIO
17,25
SECUNDÁRIO
9,85
TERCIÁRIO
16,90
EVENTUAL LINHA CENTRAL
11,97
EVENTUAL LINHA JUSANTE
ADICIONAL
VERIFICAÇÃO
6,97
8,68
Figura 59: Consumo de calda de cimento para o horizonte entre as cotas 52 m e 49 m.
CONSUMO DE CALDA DE CIMENTO
HORIZONTE 49-46
32,55
PRIMÁRIO
13,01
SECUNDÁRIO
TERCIÁRIO
8,86
12,27
EVENTUAL LINHA CENTRAL
10,36
EVENTUAL LINHA JUSANTE
ADICIONAL
VERIFICAÇÃO
8,09
8,94
Figura 60: Consumo de calda de cimento para o horizonte entre as cotas 49 m e 46 m.
112
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
CONSUMO DE CALDA DE CIMENTO
HORIZONTE 46-43
PRIMÁRIO
10,84
SECUNDÁRIO
10,83
TERCIÁRIO
10,31
13,16
EVENTUAL LINHA CENTRAL
42,92
EVENTUAL LINHA JUSANTE
ADICIONAL
VERIFICAÇÃO
9,44
10,77
Figura 61: Consumo de calda de cimento para o horizonte entre as cotas 46 m e 43 m.
CONSUMO DE CALDA DE CIMENTO
HORIZONTE 43-40
PRIMÁRIO
SECUNDÁRIO
9,73
14,12
20,25
TERCIÁRIO
EVENTUAL LINHA CENTRAL
11,13
25,11
EVENTUAL LINHA JUSANTE
57,45
ADICIONAL
VERIFICAÇÃO
12,16
Figura 62: Consumo de calda de cimento para o horizonte entre as cotas 43 m e 40 m.
113
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
CONSUMO DE CALDA DE CIMENTO
HORIZONTE 40-37
32,17
PRIMÁRIO
11,64
SECUNDÁRIO
10,02
TERCIÁRIO
13,26
EVENTUAL LINHA CENTRAL
14,47
EVENTUAL LINHA JUSANTE
VERIFICAÇÃO
ADICIONAL
8,68
7,33
Figura 63: Consumo de calda de cimento para o horizonte entre as cotas 40 m e 37 m.
CONSUMO DE CALDA DE CIMENTO
HORIZONTE 37-33
21,48
PRIMÁRIO
12,74
SECUNDÁRIO
11,12
TERCIÁRIO
11,74
EVENTUAL LINHA CENTRAL
15,98
EVENTUAL LINHA JUSANTE
ADICIONAL
VERIFICAÇÃO
7,59
9,41
Figura 64: Consumo de calda de cimento para o horizonte entre as cotas 37 m e 33 m.
114
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
CONSUMO DE CALDA DE CIMENTO
HORIZONTE 34-31
PRIMÁRIO
0,00
SECUNDÁRIO
0,00
7,51
TERCIÁRIO
12,28
EVENTUAL LINHA CENTRAL
10,54
EVENTUAL LINHA JUSANTE
VERIFICAÇÃO
0,00
ADICIONAL
0,00
Figura 65: Consumo de calda de cimento para o horizonte entre as cotas 34 m e 31 m.
CONSUMO DE CALDA DE CIMENTO
HORIZONTE 31-29
PRIMÁRIO
0,00
SECUNDÁRIO
0,00
TERCIÁRIO
0,00
EVENTUAL LINHA CENTRAL
0,00
10,67
EVENTUAL LINHA JUSANTE
ADICIONAL
0,00
VERIFICAÇÃO
0,00
Figura 66: Consumo de calda de cimento para o horizonte entre as cotas 31m e 29 m.
As figuras apresentam horizontes em profundidades maiores do que esta pesquisa
estabelece, devido alguns furos obrigatórios terem absorvido mais que 30 kg/m de calda
115
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
no último horizonte. Por isso, furos de ordem superior foram aprofundados para 3 m
além deste trecho de maior consumo.
A tabela 10 apresenta uma comparação entre o coeficiente de permeabilidade do maciço
antes do tratamento e a sua absorção de calda durante a injeção, com o intuito de
verificar se as altas absorções estão localizadas nos trechos de maiores permeabilidades
detectadas pelos ensaios EPA.
TABELA 10: Comparação da Permeabilidade x Consumo nos furos de injeção-primários de calda para
cada horizonte analisado.
Furos de Injeção - Primários
HORIZONTE
K (cm/s)
Consumo
(kg/m)
55-52
00+00
14,09
52-49
4,34E-05
35,87
49-46
4,21E-05
32,55
46-43
00+00
10,84
43-40
9,10E-06
9,73
40-37
9,16E-06
32,17
37-34
4,89E-06
21,48
A tabela 11 apresenta o mesmo comparativo, porém analisando o consumo de calda nos
furos de verificação, após o tratamento concluído.
116
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
TABELA 11: Comparação da Permeabilidade x Consumo de calda nos furos de verificação para cada
horizonte analisado.
Furos de Verificação
HORIZONTE
K mediano
Consumo
(cm/s)
(kg/m)
55-52
3,02E-05
8,84
52-49
3,73E-05
8,68
49-46
8,19E-05
8,94
46-43
1,41E-04
10,77
43-40
9,29E-06
12,16
40-37
3,18E-05
7,33
37-34
6,16E-05
9,41
A figura 67 apresenta o comportamento geral do consumo de calda de cimento no
maciço rochoso:
CONSUMO DE CALDA DE CIMENTO
GERAL
22,16
PRIMÁRIO
12,85
SECUNDÁRIO
TERCIÁRIO
12,02
EVENTUAL LINHA CENTRAL
11,84
18,09
EVENTUAL LINHA JUSANTE
14,95
ADICIONAL
VERIFICAÇÃO
9,61
Figura 67: Análise geral de consumo de calda de cimento para cada ordem de furo.
117
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Como parte da calda injetada permanece dentro do furo na forma de preenchimento, a
figura 68 apresenta a diferença entre o consumo total medido e o consumo descontando
este valor de preenchimento, baseado na tabela 09.
Absorção Total x Absorção na Fratura
PRIMÁRIO
17,28
SECUNDÁRIO
12,85
7,97
TERCIÁRIO
7,14
EVENTUAL LINHA CENTRAL
6,96
12,02
11,84
EVENTUAL LINHA JUSANTE
13,21
ADICIONAL
VERIFICAÇÃO
10,07
4,73
22,16
18,09
14,95
9,61
Figura 68: Comparação da absorção total medida, descontando o preenchimento do furo.
4.2.3. CONCLUSÃO DOS RESULTADOS
Analisando o consumo de calda para cada horizonte (figuras 58 a 66), é possível
observar que de uma ordem de furo para outra não existe uma redução de calda. Nesses
casos, os valores são variáveis, atingindo em alguns horizontes, valores com
classificação de consumo médio (30 a 90 kg/m), conforme a tabela 08.
Já, no caso da análise de consumo geral no maciço, é possível observar a redução de
volume consumido para cada ordem de furo. Isso se deve ao fato de que nos horizontes,
o consumo de calda foi grande para uma pequena profundidade, que neste caso é de 3
metros. Na análise do furo integral, o consumo na sua totalidade acaba se distribuindo
118
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
ao longo da profundidade e os valores se tornam bem menores, podendo serem
classificados conforme a tabela 08 de consumo baixo (até 30 kg/m).
Quando se adota ainda, o desconto de calda de preenchimento (figura 68), os valores
caem consideravelmente.
Na prática, adota-se como redução e eficácia dos serviços de injeção, a análise do
maciço de forma geral, porque entende-se que a fundação foi homogeneizada e que
houve decréscimo de necessidade de calda conforme outros furos foram abertos. Com
base nisso, pode-se afirmar que o tratamento com cortinas de injeção apresentou uma
redução de consumo de calda de cimento de 27% (considerando os valores com
desconto de calda de preenchimento).
Verificando ainda se há coerência entre os valores de permeabilidade com consumo,
para identificar se os trechos mais permeáveis foram os que mais consumiram cimento,
conforme as tabelas 10 e 11, não foi possível chegar a uma conclusão que afirme o que
foi exposto.
Poucos trabalhos sobre tratamentos de fundações rochosas com calda de cimento foram
desenvolvidos para maciços graníticos até o momento, pelo contrário, muitos estudos
para basaltos foram elaborados, principalmente nos períodos de construção das grandes
barragens de Itaipu, Porto Primavera e Salto Caxias, por exemplo. Citando-se um estudo
elaborado para a Barragem de Salto Caxias, no Rio Iguaçu (PR) que está apoiada em
maciço basáltico formado por cinco derrames sub-horizontais, onde estes derrames
possuem característica porosa, vesículos-amigdalóidais e brechas. Para este caso, as
absorções médias foram em torno de 33,6 kg/m (LEVIS, 2006), enquanto que para o
caso dos granitos do norte do país, que é o caso deste estudo, mesmo com a presença
das fraturas sub-horizontais, a média foi em torno de 14,50 kg/m.
Em se tratando de fundações de barragens em granito, como no caso deste trabalho,
pode-se tomar como exemplo o estudo de eficiência das cortinas de injeção realizado na
Barragem de Serra da Mesa, no Rio Tocantins (GO). Assim como na fundação do
119
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
vertedouro de Jirau, o maciço de Serra da Mesa possuía algumas fraturas subhorizontais que foram denominadas juntas de alívio de tensão. Estas fraturas foram mais
significativas nos primeiros 18 m, reduzindo-se, conforme se aumentava a profundidade
(SILVA; DUARTE, 1992).
Os dados da eficácia da cortina partiram dos resultados de perda d’água de furo único,
assim como em Jirau, com uma diferença no planejamento da execução do projeto, o
que torna Serra da Mesa um exemplo em aplicação de tratamentos profundos em
fundações. Foi montado um grupo de projeto para indicar como seriam realizadas as
cortinas de injeção. Deste grupo saíram três ideias, as quais foram unificadas e
formaram o projeto final, que levou em consideração as regiões de consumo para
indicar o traço da calda, pressão, profundidade, inclinação etc. Os furos secundários e
terciários somente foram abertos quando o furo de ordem do seu respectivo superior
apresentava consumo acima de 20 kg/m (SILVA; DUARTE, 1992).
As caldas utilizadas em Serra da Mesa iniciaram com uma relação A/C de 1:1, passando
para 0,7:1 e terminando em 0,6:1. Com o andamento das atividades, a calda 1:1 foi
cancelada, passando a adotar somente os dois últimos traços, além da intermitente.
O resultado das injeções de Serra da Mesa (figura 69) mostrou que a grande parte dos
furos injetados tiveram consumos menores que 20 kg/m, ou seja, que assim como a
fundação de Jirau, os trabalhos de injeção nos furos foram a maior parte preenchimento
dos mesmos, do que percolação de calda nas fraturas, ressaltando que as caldas
utilizadas nos dois empreendimentos são muito parecidas.
120
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Figura 69: Gráfico com resultado da eficiência das cortinas de injeção em Serra da Mesa (SILVA;
DUARTE, 1992).
Alerta-se ao fato de que a utilização da calda com A/C 1:1 percola mais facilmente por
fraturas pequenas, como as identificadas em Serra da Mesa e em Jirau e que se fosse
adotada em ambos os projetos, os consumos poderiam ser maiores, não ultrapassando o
limite indicado nos projetos, mas em uma ordem mais próxima à realidade das
fundações.
Para estes dois projetos, as fundações em granito se mostram boas em relação à
permeabilidade, que mesmo com a presença de algumas fraturas e juntas, estas não
apresentam espessuras grandes que possam consumir muita calda de cimento.
É possível, com relação aos resultados de maior preenchimento dos furos do que
injeção, aumentar a malha da cortina e reforçar pontos de real necessidade, reduzindo o
tempo destinado ao tratamento e garantindo uma melhor relação custo x benefício
destes tratamentos.
Nestes casos, também é interessante que se considere o uso de caldas mais finas, devido
as fraturas serem muito pequenas e na aplicação de caldas mais espessas, mascarar a
eficiência da cortina de tratamento.
121
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
4.3.
ANÁLISE DA REDUÇÃO DE SUBPRESSÃO
4.3.1. METODOLOGIA DE ANÁLISE
Esta análise foi realizada através dos resultados das leituras de piezômetros instalados
na fundação do vertedouro, as quais seguiram as recomendações da Tabela 05 do item
3.4. Cada bloco (VT-01, VT-03, VT-05, VT-08 e VT-10) possui três pares de
piezômetros localizados a montante e jusante da galeria de drenagem. Estes três pares
são formados por três piezômetros, onde dois são instrumentos de contato (numeração
de final 2 e 5), dois instrumentos intermediários (numeração de final 1 e 4) e dois
instrumentos profundos (numeração de final 0 e 3).
Assim, apresenta-se através de gráficos em Excel em linhas os resultados das leituras de
subpressão e nível de água dos instrumentos para cada bloco com leituras desde a sua
instalação até a última data de manutenção do reservatório na cota mínima de operação.
Também foram analisadas as leituras de quatro datas consideradas como marco que são:
a) 17/08/2011: data de instalação dos instrumentos;
b) 03/10/2011: primeira leitura após o desvio do rio, que ocorreu pelo método das
ogivas rebaixadas, criando assim, reservatório à montante e jusante e alterada a
leitura do instrumento referente a subpressão;
c) 15/04/2013: elevação do NA de montante para a cota 82,50 m, que é a cota
mínima de operação;
d) 27/12/2013: Estabilização do NA com média na cota 82,90 m.
122
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Para estas datas, foi gerado um gráfico do tipo histograma com as médias do valor de
subpressão para cada data. E para a data de 27/12/2013 foi criado um gráfico do tipo
“linha” para comparar os valores de subpressão medidos com os limites indicados nos
desenhos e documentos do empreendimento.
4.3.2. APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS
As figuras 70 a 74 apresentam as leituras de subpressão medidas nos piezômetros e os
níveis de água montante e jusante no momento destas leituras, desde a sua instalação até
27/12/2013, para cada bloco do Vertedouro.
Vertedouro
Bloco VT01
Piezômetros de Tubo
95,00
90,00
Cota Piezométrica (m)
85,00
80,00
75,00
70,00
65,00
60,00
55,00
50,00
26/02/11
14/09/11
01/04/12
PZ-VE-10
Montante
PZ-VE-10 - Profundo
PZ-VE-11 - Intermediário
PZ-VE-12 - Contato
Jusante
PZ-VE-13 - Profundo
PZ-VE-14 - Intermediário
PZ-VE-15 - Contato
PZ-VE-14
18/10/12
06/05/13
22/11/13
10/06/14
27/12/14
PZ-VE-11
PZ-VE-12
PZ-VE-13
PZ-VE-15
NA montante
NA jusante
Tempos (dias)
Figura 70: Resultados das leituras dos instrumentos no bloco VT-01 (Arquivo Pessoal).
123
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Vertedouro
Bloco VT03
Piezômetros de Tubo
95,00
90,00
Cota Piezométrica (m)
85,00
80,00
75,00
70,00
65,00
60,00
55,00
50,00
26/02/11
14/09/11
01/04/12
18/10/12
PZ-VE-30
Montante
PZ-VE-30 - Profundo
PZ-VE-31 - Intermediário
PZ-VE-32 - Contato
Jusante
PZ-VE-33 - Profundo
PZ-VE-34 - Intermediário
PZ-VE-35 - Contato
06/05/13
PZ-VE-34
22/11/13
10/06/14
27/12/14
PZ-VE-31
PZ-VE-32
PZ-VE-33
PZ-VE-35
NA montante
NA jusante
Tempos (dias)
Figura 71: Resultados das leituras dos instrumentos no bloco VT-03 (Arquivo Pessoal).
Vertedouro
Bloco VT05
Piezômetros de Tubo
95,00
90,00
Cota Piezométrica (m)
85,00
80,00
75,00
70,00
65,00
60,00
55,00
50,00
26/02/11
14/09/11
01/04/12
18/10/12
06/05/13
22/11/13
10/06/14
27/12/14
Tempos (dias)
Montante
PZ-VE-50 - Profundo
PZ-VE-51 - Intermediário
PZ-VE-52 - Contato
Jusante
PZ-VE-50
PZ-VE-53 - Profundo
PZ-VE-54 - Intermediário
PZ-VE-55 - Contato
PZ-VE-54
PZ-VE-51
PZ-VE-52
PZ-VE-53
PZ-VE-55
NA montente
NA jusante
Figura 72: Resultados das leituras dos instrumentos no bloco VT-05 (Arquivo Pessoal)
124
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Vertedouro
Bloco VT08
Piezômetros de Tubo
95,00
90,00
Cota Piezométrica (m)
85,00
80,00
75,00
70,00
65,00
60,00
55,00
50,00
26/02/11
14/09/11
01/04/12
18/10/12
06/05/13
22/11/13
10/06/14
27/12/14
Tempos (dias)
Montante
PZ-VE-80 - Profundo
PZ-VE-81 - Intermediário
PZ-VE-82 - Contato
Jusante
PZ-VE-83 - Profundo
PZ-VE-84 - Intermediário
PZ-VE-85 - Contato
PZ-VE-80
PZ-VE-81
PZ-VE-82
PZ-VE-83
PZ-VE-84
PZ-VE-85
NA montante
NA jusante
Figura 73: Resultados das leituras dos instrumentos no bloco VT-08 (Arquivo Pessoal).
Vertedouro
Bloco VT10
Piezômetros de Tubo
95,00
90,00
Cota Piezométrica (m)
85,00
80,00
75,00
70,00
65,00
60,00
55,00
50,00
26/02/11
Montante
PZ-VE-100 - Profundo
PZ-VE-101 - Intermediário
PZ-VE-102 - Contato
14/09/11
Jusante
PZ-VE-103 - Profundo
PZ-VE-104 - Intermediário
PZ-VE-105 - Contato
01/04/12
18/10/12
06/05/13
PZ-VE-100
Tempos
(dias)
PZ-VE-101
PZ-VE-104
PZ-VE-105
22/11/13
10/06/14
27/12/14
PZ-VE-102
PZ-VE-103
NA montante
NA jusante
Figura 74: Resultados das leituras dos instrumentos no bloco VT-10 (Arquivo Pessoal).
125
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
A lista dos piezômetros e suas subpressões em 27/12/2013 se encontram na tabela 12 e
na figura 75. Indicou-se ainda a subpressão estimada em projeto para dois casos: o
primeiro em nível de atenção (quando os drenos são operantes) e o segundo em nível de
alerta (quando os drenos estão inoperantes) segundo Energia Sustentável do Brasil
(2009).
TABELA 12: Resultados dos piezômetros com medição em 27/12/2013.
76,23
U estimado(m) –
Nível de Atenção
82,9
U estimado(m) –
Nível de Alerta
82,9
76,24
82,9
82,9
75,24
82,9
82,9
62,24
74,98
79,63
62,21
75,40
80,68
66,65
75,72
81,63
59,73
82,9
82,9
61,17
82,9
82,9
BLOCO
PZ
U (m)
VT-01
10
11
12
13
14
15
30
31
32
33
34
35
50
51
52
53
54
55
80
81
82
83
84
85
100
101
102
103
104
105
VT-03
VT-05
VT-08
VT-10
75,23
82,9
82,9
58,15
74,98
79,63
58,16
75,40
80,68
59,28
75,72
81,63
59,24
82,9
82,9
59,23
82,9
82,9
73,26
82,9
82,9
58,13
74,98
79,63
58,13
75,40
80,68
58,12
75,72
81,63
64,76
82,9
82,9
61,77
82,9
82,9
59,75
82,9
82,9
58,14
74,98
79,63
58,14
75,40
80,68
58,16
75,72
81,63
59,24
82,9
82,9
59,23
82,9
82,9
62,24
82,9
82,9
58,3
74,98
79,63
59,2
75,40
80,68
58,1
75,72
81,63
126
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
Subpressão Lida x Limites de Projeto
90
80
Subpressão (m)
70
60
50
40
30
20
10
0
10
12
14
30
32
34
50
52
54
80
82
84 100 102 104
Piezômetros
Subpressão Lida
Subpressão Nível de Atenção
Subpressão Nível de Alerta
Figura 75: Leitura real dos piezômetros em 27/12/2013 comparados com as leituras limites indicadas em
projeto.
4.3.3. CONCLUSÃO DOS RESULTADOS
Analisando-se primeiramente os resultados para cada bloco instrumentado, é possível
verificar que no VT-01 (figura 70), o piezômetro que mais sofreu elevação na
subpressão foi o PZ-12, um piezômetro de contato de montante, sendo que suas leituras
sempre se mostraram acima dos demais desde a sua instalação até a data limite de
análise deste trabalho. Os instrumentos profundos (PZ-10 e PZ-13) foram os que
mostraram menores valores de subpressão em todas as leituras.
No bloco VT-03 (figura 71), o piezômetro de contato montante (PZ-32) também foi o
que mostrou maior nível de subpressão, e os profundos também mostraram as menores
leituras. A diferença deste bloco com o VT-01, é que os instrumentos intermediários no
primeiro caso tiveram suas leituras em níveis que ficaram entre as maiores dos
piezômetros de contato e as menores dos piezômetros profundos. No caso do VT-03, os
piezômetros intermediários tiveram suas leituras aproximadas com as dos piezômetros
profundos.
127
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
O mesmo se repete no VT-05 (figura 72), porém os níveis piezométricos dos
instrumentos intermediários e profundos foram menores e mais estáveis que no bloco
VT-03.
No bloco VT-08, (figura 73) os piezômetros de contato mostraram leituras próximas aos
piezômetros profundos, sendo que o que mais mostrou elevação no nível de subpressão
foi o PZ-81 intermediário de montante, mas com valores não significativos como nos
casos anteriores. Salienta-se que neste bloco houve a execução de furos adicionais de
injeção devido ao surgimento de uma passagem de dique diabásico e alteração nos
níveis de leitura, que pode-se dar pela consolidação do maciço (furos adicionais de
injeção) e condições geológicas do maciço em profundidade além do contato.
Por fim, no VT-10 (figura 74), o PZ-102 de contato montante, assim como nos demais
casos, foi o que mostrou maiores picos de leituras, sendo que os profundos
permaneceram com baixas leituras e estáveis.
Conclui-se assim, que a subpressão no maciço se mostrou mais elevada na região de
contato rocha-concreto, desde a sua instalação até a estabilização do reservatório que
ocorreu em 27/12/2013. As maiores leituras foram identificadas nos blocos VT-01, VT03 e VT-10, porém nenhum instrumento registrou valores acima dos limites
operacionais (figura 75) no caso do reservatório estabilizado, mantendo uma média em
todas as datas analisadas de 55 m a 63 m, que em nenhum momento ultrapassou o limite
estipulado.
Foi elaborado um relatório de acompanhamento das leituras dos instrumentos até
outubro de 2012, onde a projetista da obra concluiu que:
a)
Não se registraram situações que possam ser consideradas
preocupantes para a estabilidade global dos blocos estruturais;
128
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
b)
As oscilações do nível piezométrico foram bastante modestas,
principalmente no que diz respeito aos instrumentos instalados a jusante da
cortina de injeção;
c)
Bloco VT-01:
a.
Os piezômetros de montante (PZ-10, 11 e 12)
acompanharam a variação do nível de água de montante apresentando
decréscimo do seu nível piezométrico;
b.
Os piezômetros de jusante (PZ-13 e 14) apresentam
leituras muito abaixo do nível de água de jusante e mais estáveis. O
piezômetro PZ-15, também de jusante se mostra mais sensível às
variações.
d)
Bloco VT-03: Apresentou o mesmo comportamento que no Bloco
VT-01;
e)
Bloco VT-05: Níveis piezométricos dentro dos níveis normais;
f)
Bloco VT-08: Níveis piezométricos dentro dos níveis normais;
g)
Bloco VT-10: Níveis piezométricos dentro dos níveis normais.
h)
As leituras dos instrumentos se mostram globalmente satisfatórios
e de acordo com os dados do projeto.
Levis (2006) que estudou a redução de subpressão com cortinas de injeção e de
drenagem em fundação basáltica no sul do país, concluiu que a força de subpressão
reduziu em média 5,9%, enquanto que com a introdução da cortina de drenagem, a
redução foi de 33%. Isso indica que o sistema de vedação com injeção de calda de
cimento auxilia na redução da subpressão, mas não é o mais importante para que isso
ocorra. Ela reduz a percolação de água no maciço, aumenta a durabilidade e resistência
129
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
da fundação, mas é a drenagem o principal fator na redução de subpressão de uma
fundação.
Esta pesquisa não quantificou a redução na subpressão referente ao sistema de vedação
e ao sistema de drenagem, apenas demonstrou que a subpressão se manteve em valores
abaixo dos indicados no projeto e isso se deve ao sistema conjunto de tratamento
profundo e furos de alívio. A injeção colaborou com a redução da permeabilidade como
visto no item 4.1 e cumpriu o seu papel na homogeneização do maciço, como visto no
item 4.2.
130
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
5. CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS
5.1.
CONCLUSÃO
Com esta pesquisa, foi possível concluir a respeito da eficiência do sistema de vedação
na fundação em granito do AHE Jirau, que:
a) Com relação a permeabilidade, após a injeção houve redução, passando da
situação original de “moderado” para “impermeável ou muito baixa”;
b) O maciço possui boas características mecânicas e de permeabilidade, pois o
coeficiente de permeabilidade do tratamento de vedação antes do tratamento está
na ordem de 10-5 cm/s e após a injeção ficou em 10-6 cm/s, o que não significa
uma grande redução;
c) Não foi constatada interferência das fraturas DXs com as permeabilidades do
maciço;
d) Considerando o coeficiente do maciço antes do tratamento como 10-5 cm/s e
adotando o critério de Cruz (2004), o qual afirma que para fundações com
permeabilidade menor que 5 x 10-4 cm/s, não há necessidade de tratamento,
devendo atentar para a vazão para cada tipo de barragem. Conclui-se assim, que
poderia ter sido excluído do projeto as cortinas de injeção, reduzindo o tempo de
trabalho destinado com esses serviços e economizar cerca de R$ 600.000,00;
e) Com a cortina de injeção executada, verifica-se uma eficácia no sistema a partir
da redução de consumo de calda na ordem de 27%;
f) No caso da subpressão, como não houve retroanálise para quantificar a
representatividade da cortina de injeção, não é possível afirmar onde houve
contribuição, se na redução das vazões internadas ou efetivamente na
subpressão. Com os valores dos instrumentos, atesta-se que mesmo com
131
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
aumento no NA e uma estabilização em cota já de operação, a subpressão se
manteve sempre abaixo dos limites de atenção e alerta.
5.2.
SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS
Sugere-se para as próximas pesquisas:
a) Avançar nos conceitos dos tratamentos de fundação com calda de cimento,
analisando a real necessidade de utilização e otimização dos mesmos, reduzindo
os custos e prazos das obras;
b) Aprofundar os estudos nas análises de subpressão utilizando o método racional,
com base nos bons resultados que demais estudos estão apresentando;
c) Divulgar e estudar novas concepções de tratamento com cortina de injeção,
como o GIN e QEGC.
132
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
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Especificação
Técnica
–
Instalação
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___________________________Especificação
Técnica
–
Instrumentação
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ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
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138
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
ANEXOS
ANEXO I: Boletim de EPA utilizado no empreendimento em estudo. (Arquivo
Pessoal)
139
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
ANEXO II: Ábaco de perda de carga em tubulação galvanizada de 1” (CORRÊA
FILHO, 1985 apud PORTO, 2002).
140
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
ANEXO III: Perfil geológico-geotécnico (Arquivo Pessoal).
141
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
142
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
143
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
ANEXO IV: Boletim de Injeção utilizado no empreendimento (Arquivo Pessoal).
3,30
CP IV
X
X
X
X
X
1:1
T ra ç o de
C a lda
35
50
Á gua
( L)
50
50
C im e nt o
( k g)
1,1837
0,9571
0,7436
F a t o r de
c o rre ç ã o A / C
KG DE
CIMENTO
140,00
LITRO DE
ÁGUA
V a lo r e quiv a le nt e
a 1c m . N a c uba
4,46
5,76
7,10
DATA: 05/02/2010
TÉCNICO :
FOLHA 01
DE
ANTÔNIO
200,00
148,16
125,12
125,12
TOTAL
DA
MISTURA
107,84
107,84
107,84
148,16
125,12
125,12
125,12
RETIDO
NO
RECIPIENTE
51,84
RETIDO
NA
TUBULAÇÃO
17,28
0,00
0,00
17,28
0,00
0,00
23,04
0,00
0,00
02
14:50
14:55
15:00
125,12
107,84
107,84
90,56
90,56
90,56
17,28
0,00
0,00
KG DE CIMENTO INJETADO
4745,00
14:45
14:50
14:55
15:09
15:14
15:19
107,84
90,56
90,56
73,28
73,28
73,28
TEMPO DE
INJEÇÃO
4005,00
15:04
15:09
15:14
15:29
15:34
15:39
90,56
73,28
73,28
kg.
kg.
kg.
kg.
REAL
INJETADO
3301,00
15:24
15:29
15:34
15:48
15:53
15:58
TÉRMINO
(h)
2596,000
15:43
15:48
15:53
28,80
0,00
0,00
INÍCIO
(h)
1891,00
44,48
44,48
44,48
RESUMO
(kg.) de cimento para o furo
(kg.) de cimento do furo:
-
73,28
44,48
44,48
-
-
16:07
16:12
16:17
TOTAL DE CALDA BATIDA
TOTAL DE CALDA INJETADA
TOTAL DE CALDA USADA PARA COLMATAR FUROS
-
TOTAL DE CALDA JOGADO FORA
Vieram
RESPONSÁVEL PRODUÇÃO
Foram transferidos
-
16:02
16:07
16:12
PRESSÃO
DE
INJEÇÃO
(kgf/cm²)
CONSTRUÇÕES E COMÉRCIO CAMARGO CORRÊA
UT 683 - U.H.E JIRAU
PRODUÇÃO - GEOTECNIA
ADITIVO
(ml)
200,00
CALDA
800
POR BATIDA
BOLETIM DE INJEÇÃO VERTEDOURO
A/C EM PESO
DIURNO
TURNO:
DESCRIÇÃO: INJEÇÃO DE IMPERMEABILIZAÇÃO (TERCIÁRIO)
LOCAL: VERTEDOURO
Nº DO FURO: LM-71T
TRECHO DE INJEÇÃO
TRECHO
PROFUNDIDADE
(m.)
(m.)
TIPO
DE
CIMENTO
21,85
3,00
CP IV
T
18,55
18,55
3,00
CP IV
A
15,55
15,55
3,00
CP IV
DE
12,55
12,55
3,00
CP IV
9,55
9,55
07:1
50
RESPONSÁVEL QUALIDADE
CIMENTO CP IV - DENSIDADE =2,90
25
OBS:
RESPONSÁVEL LEME
0,5:1
TOTAL DE CALDA JOGADA FORA - MOTIVOS
6,55
0,7:1
05:1
(kg)
1:1
144
ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA
BARRAGEM DE CONCRETO
ANEXO V: Relatório Geral de controle de injeção (Arquivo Pessoal).
CONSTRUÇÕES E COMÉRCIO CAMARGO CORRÊA S/A .
UT 683 - U.H.E JIRAU
RELATÓRIO GERAL INJEÇÕES VERTEDOURO
Trecho (m.)
Furo
n.º
A-01
A-01
A-01
A-01
A-01
A-01
A-01
A-02
A-02
A-02
A-02
A-02
A-02
A-02
A-03
A-03
A-03
A-03
A-03
K
K
K
K
K
K
K
K
K
K
K
K
K
K
K
K
K
K
K
De
Até
21,00
18,00
15,00
12,00
9,00
6,00
2,10
21,00
18,00
15,00
12,00
9,00
6,00
2,20
21,00
18,00
15,00
12,00
9,00
23,00
21,00
18,00
15,00
12,00
9,00
6,00
23,00
21,00
18,00
15,00
12,00
9,00
6,00
22,90
21,00
18,00
15,00
12,00
Pressão
de Injeção
5,416
4,801
4,062
3,324
2,585
1,847
0,997
5,416
4,801
4,062
3,324
2,585
1,847
1,009
5,404
4,801
4,062
3,324
2,585
Consumo de cimento por Traço de Calda
0,7:1
0,5:1
(kg)
(kg)
(sc)
(sc)
11,49
15,32
15,32
15,32
15,32
15,32
19,15
15,32
19,15
15,32
15,32
26,81
19,15
30,64
11,49
15,32
15,32
19,15
19,15
0,23
0,31
0,31
0,31
0,31
0,31
0,38
0,31
0,38
0,31
0,31
0,54
0,38
0,61
0,23
0,31
0,31
0,38
0,38
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
(kg)
(sc)
Preenchimento de
Sedimentação
(kg)
(sc)
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
42,76
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
58,29
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
Perda de cimento
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,86
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
1,17
0,00
0,00
0,00
0,00
0,00
Injeção
(m.)
Injeção
(kg/m.)
2,00
3,00
3,00
3,00
3,00
3,00
3,90
2,00
3,00
3,00
3,00
3,00
3,00
3,80
1,90
3,00
3,00
3,00
3,00
5,75
5,11
5,11
5,11
5,11
5,11
4,91
7,66
6,38
5,11
5,11
8,94
6,38
8,06
6,05
5,11
5,11
6,38
6,38
Hora
Data
De
Até
09:35
09:55
10:15
10:35
10:55
11:15
11:35
18:00
18:20
18:40
19:00
19:20
19:40
20:00
09:00
09:20
09:40
10:00
10:20
09:50
10:10
10:30
10:50
11:10
11:30
11:50
18:15
18:35
18:55
19:15
19:35
19:55
20:15
09:15
09:35
09:55
10:15
10:35
05/05/2011
05/05/2011
05/05/2011
05/05/2011
05/05/2011
05/05/2011
05/05/2011
04/05/2011
04/05/2011
04/05/2011
04/05/2011
04/05/2011
04/05/2011
04/05/2011
04/05/2011
04/05/2011
04/05/2011
04/05/2011
04/05/2011
OBSERVAÇÃO