Dissertação de Mestrado ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA BARRAGEM DE CONCRETO

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1 Dissertação de Mestrado ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA AUTORA: MARIELI BIONDO LOPES ORIENTADOR: Prof. André P. Assis, PhD (UnB) MESTRADO PROFISSIONAL EM ENGENHARIA GEOTÉCNICA DE BARRAGENS OURO PRETO FEVEREIRO DE 2015

2 ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DO SISTEMA DE VEDAÇÃO DA FUNDAÇÃO EM GRANITO DE UMA 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

3 L864a Lopes, Marieli Biondo. Análise da eficiência do sistema de vedação da fundação em granito de uma barragem de concreto [manuscrito] / Marieli Biondo Lopes f.: 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: : Catalogação:

4 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. iv Carlos Souza Pinto

5 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

6 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

7 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

8 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

9 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

10 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 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 DX Figura 44: Característica da fratura DX Figura 45: Característica da fratura DX 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 Figura 54: Região de análise dos furos de sondagem e injeção Figura 55: Resultado do comportamento do maciço rochoso antes do tratamento de vedação 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 Figura 58: Consumo de calda de cimento para o trecho superior Horizonte entre as cotas 55 m e 52 m Figura 59: Consumo de calda de cimento para o trecho superior Horizonte entre as cotas 52 m e x

11 49 m Figura 60: Consumo de calda de cimento para o trecho superior Horizonte entre as cotas 49 m e 46 m Figura 61: Consumo de calda de cimento para o trecho superior Horizonte entre as cotas 46 m e 49 m Figura 62: Consumo de calda de cimento para o trecho superior Horizonte entre as cotas 43 m e 40 m Figura 63: Consumo de calda de cimento para o trecho superior Horizonte entre as cotas 40 m e 37 m Figura 64: Consumo de calda de cimento para o trecho superior Horizonte entre as cotas 37 m e 33 m Figura 65: Consumo de calda de cimento para o trecho superior Horizonte entre as cotas 34 m e 31 m Figura 66: Consumo de calda de cimento para o trecho superior Horizonte entre as cotas 31 m e 29 m Figura 67: Análise geral de consumo de calda de cimento para cada ordem de furo Figura 68: Comparação da absorção total medida com absorção descontando o preenchimento do furo Figura 69: Gráfico com resultado da eficiência das cortinas de injeção com Serra da Mesa Figura 70: Resultados das leituras dos instrumentos no bloco VT Figura 71: Resultados das leituras dos instrumentos no bloco VT Figura 72: Resultados das leituras dos instrumentos no bloco VT Figura 73: Resultados das leituras dos instrumentos no bloco VT Figura 74: Resultados das leituras dos instrumentos no bloco VT Figura 75: Leitura real dos piezômetros em 27/12/2011 comparados com as leituras limites indicadas em projeto xi

12 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 Tabela 07: Permeabilidade do maciço detalhado para cada horizonte Tabela 08: Classe de consumo de calda de cimento Tabela 09: Peso de calda de cimento Tabela 10: Comparação da permeabilidade x consumo nos furos de injeção primários de calda para cada horizonte analisado Tabela 11: Comparação da permeabilidade x consumo de calda nos furos de verificação para cada horizonte analisado Tabela 12: Resultados dos piezômetros com medição em 27/12/ xii

13 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

14 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

15 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

16 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

17 SUMÁRIO 1. INTRODUÇÃO CONSIDERAÇÕES JUSTIFICATIVA OBJETIVOS OBJETIVO GERAL OBJETIVOS ESPECÍFICOS ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO REVISÃO BIBLIOGRÁFICA FUNDAÇÕES DE BARRAGENS DE CONCRETO: MACIÇOS ROCHOSOS CARACTERÍSTICAS DOS MACIÇOS ROCHOSOS COMPORTAMENTO MECÂNICO COMPORTAMENTO HIDRÁULICO Ensaio de perda d água sob pressão Perda de carga Determinação do coeficiente de permeabilidade TRATAMENTO PROFUNDO DE FUNDAÇÃO COM CALDA DE CIMENTO HISTÓRICO DEFINIÇÃO E OBJETIVO DAS CORTINAS TIPOS DE CORTINAS PROJETO PLANEJAMENTO CALDA DE CIMENTO PRESSÃO DE INJEÇÃO EFICIÊNCIA DA CORTINA OUTROS MÉTODOS MÉTODO GIN MÉTODO QEGC SUBPRESSÃO CORTINAS DE DRENAGEM ANÁLISE DE SUBPRESSÃO ATRAVÉS DE MODELAGEM CRITÉRIOS DE SUBPRESSÃO CRITÉRIO U.S. ARMY CORPS OF ENGINEERES CRITÉRIO U.S.BUREAU OF RECLAMATION CRITÉRIO DE CRUZ (1996)...70 xvii

18 CRITÉRIO ELETROBRÁS (2001) MÉTODO DE ANÁLISE RACIONAL ESTUDO DE CASO O PROJETO GEOLOGIA LOCAL ESTRUTURAS SUBHORIZONTAIS DXS TRATAMENTO DE FUNDAÇÃO MONITORAMENTO DO TRATAMENTO: INSTRUMENTAÇÃO SUBPRESSÃO ANÁLISES REALIZADAS ANÁLISE DA REDUÇÃO DA PERMEABILIDADE METODOLOGIA DE ANÁLISE APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS CONCLUSÃO DOS RESULTADOS ANÁLISE DA REDUÇÃO DA ABSORÇÃO DE CALDA DE CIMENTO METODOLOGIA DE ANÁLISE APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS CONCLUSÃO DOS RESULTADOS ANÁLISE DA SUBPRESSÃO METODOLOGIA DE ANÁLISE APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS CONCLUSÃO DOS RESULTADOS CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS CONCLUSÃO SUGESTÕES PARA PESQUISAS FUTURAS REFERÊNCIAS ANEXO ANEXO I ANEXO II ANEXO III ANEXO IV ANEXO V xviii

19 1 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.

20 2 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 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.

21 OBJETIVOS 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 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.

22 4 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.

23 5 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

24 6 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 CARACTERÍSTICAS DOS MACIÇOS ROCHOSOS O maciço rochoso possui duas características importantes: o seu comportamento mecânico e o seu comportamento hidráulico 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,

25 7 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.

26 8 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

27 9 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 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.

28 10 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

29 11 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

30 12 hidráulicos dos maciços, utilizam-se dois métodos: amostragem de fraturas e ensaios hidráulicos de campo, sendo este último detalhado no item 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) 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.

31 13 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).

32 14 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

33 15 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):

34 16 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

35 17 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:

36 18 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):

37 19 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).

38 20 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:

39 21 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:

40 22 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:

41 23 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

42 24 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 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.

43 25 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 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: sendo: kr = Permeabilidade da rocha; kf = Condutividade da fratura; e = Abertura; b = Espaçamento. k equiv = k r + k f e/b

44 26 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: P e = (H a /10) + P m - P c 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:

45 27 PE = Q/(h.P e ) 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.

46 28 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, a a.n f k = 4 g.a

47 29 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

48 30 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

49 31 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) 2,16 x ,72 x ,72 x Maciço Rochoso Classe A Classe B Classe C Classe D Classificação Excelente Bom - Médio Pobre Muito pobre Tratamento por Injeção Não Local Necessário Extensivo necessário

50 TRATAMENTO PROFUNDO DE FUNDAÇÃO COM CALDA DE CIMENTO: 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.

51 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;

52 34 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.

53 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

54 36 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) 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

55 37 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).

56 38 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.

57 39 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;

58 40 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

59 41 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

60 42 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 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:

61 43 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:

62 44 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).

63 45 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 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.

64 46 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 apud GAMA, 2012).

65 47 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).

66 48 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;

67 49 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 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

68 50 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) 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.

69 51 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

70 52 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

71 53 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 OUTROS MÉTODOS DE INJEÇÃO Serão tratados nos tópico e outros métodos de injeção que estão sendo utilizados em algumas obras mais recentes.

72 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)

73 55 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.

74 56 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;

75 57 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 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;

76 58 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.

77 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.

78 60 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 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;

79 61 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.

80 62 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 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;

81 63 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.

82 64 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:

83 65 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

84 66 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):

85 67 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

86 CRITÉRIOS DE SUBPRESSÃO 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).

87 69 Figura 28: Critério de Subpressão desenvolvido por U.S. Army Corps of Engineers (LEVIS, 2006) 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 , observa-se que o

88 70 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) 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):

89 71 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).

90 72 TABELA 02: Valores de subpressão de Cruz (1996 apud LEVIS, 2006). CASO SUBPRESSÃO 100% 67% EFICIÊNCIA 100% 67% TOTAL (1) EFICIÊNCIA (SUBPRESSÃO) EFICIÊNCIA EFICIÊNCIA (SUBPRESSÃO) (VAZÃO) (VAZÃO) 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 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:

91 73 Figura 29: Critério de subpressão Eletrobrás (2001 apud LEVIS, 2006) 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.

92 74 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).

93 75 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).

94 76 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.

95 77 Figura 31: Barragem de Hiawassee, diagrama de subpressões na fundação (CASAGRANDE,1961 apud VELOSO, 2007).

96 78 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 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).

97 79 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).

98 80 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 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).

99 81 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 Vida útil Queda bruta Sistema adutor Comprimento da crista da barragem principal Altura máxima da barragem 70 m Mais de 50 anos 19,90 m Tomada d água tipo gravidade m 62 m 3.2. 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/GG- 007). As maiores peculiaridades da geologia local foi o surgimento de aberturas subverticais e sub-horizontais, detalhadas no item 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.

100 82 Figura 39: Dique diabásico na fundação do bloco 09 do vertedouro (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2011, 1020-JI2-RT-VTC/GG-00054, 2011) 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.

101 83 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.

102 84 Figura 41: Detalhe da espessura das feições subhorizontais DXs (MATRA, 2009). Figura 42: Detalhe das feições subhorizontais DX s (MATRA, 2009).

103 85 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).

104 86 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.

105 87 Figura 45: Característica da fratura DX3 DX2 Esc. 1/10 (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2010, 1020-JI2-RT-USC/GG-00013) 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 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.

106 88 TABELA 04: Quantitativo de tratamento profundo nas estruturas da UHE Jirau. ESTRUTURA PERFURAÇÃO INJEÇÃO (M) PERFURAÇÃO DRENO (M) PERFURAÇÃO ROTATIVA (M) INJEÇÃO (KG) ÁREA DE 1.080,60 735, ,56 MONTAGEM - A1 ÁREA DE 1.036,90 474,40 19, ,68 MONTAGEM- A2 ÁREA DE 619,65 619, ,50 MONTAGEM- A3 ÁREA DE 1.236,10 450,90 61, ,38 MONTAGEM- A4 BARRAGEM ILHA 8.159,5-23, ,37 DO PADRE BARRAGEM 884, ,60 MARGEM DIREITA BARRAGEM , ,67 NÚCLEO ASFÁLTICO BENA CASA DE FORÇA , , ,43 C1 CASA DE FORÇA , , ,85 C2 ETAPA 1 CASA DE FORÇA - 578, ,72 C2 ETAPA 2 MURO LATERAL 36, ,08 DIREITO - MLD MURO LATERAL 419,65 263, ,72 ESQUERDO MLE VERTEDOURO 6.177, ,80 61, ,48 TOTAL , ,55 165, ,04 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

107 89 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.

108 90 Figura 46: Detalhe da planta do projeto de tratamento de fundação do vertedouro de Jirau (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, JIE-DEVTC/TR ). Figura 47: Detalhe do perfil do projeto de tratamento de fundação do vertedouro de Jirau (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, JIE-DEVTC/TR ).

109 91 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

110 92 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 ). 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 ).

111 93 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.

112 94 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

113 95 descendente). Através dos resultados se optou seguir os critérios de projeto, sem utilizar obturadores duplos devido à baixa eficiência dos mesmos 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

114 96 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).

115 97 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 Medidores Triortogonais Instalação Fase 2 Construção Fase 3 Enchimento Fase 4 Operação Diário Quinzenal Semanal Quinzenal / Mensal Piezômetros de Tubo Diário Semanal 3 leituras semanais Quinzenal / Mensal Extensômetros Diário Quinzenal 3 leituras semanais Quinzenal / Mensal Medidores de Vazão - Quinzenal 2 leituras semanais Mensal 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.

116 SUBPRESSÃO Para o projeto da usina de Jirau, segundo os critérios de projetos civis (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2009, 1020-JI2-CP-USC/GR ), 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.

117 99 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 D E 21,50 20,30 25,70 5,50 13,70 7,80 N.A. JUSANTE FLUXO GALERIA 57,50 P.A. PZ-VE-12, 32, 52, 82 e 102 PZ-VE-11, 31, 51, 81 e 101 EIXO DA BARRAGEM PZ-VE-15, 35, 55, 85 e105 PZ-VE-14, 34, 54, 84 e 104 PZ-VE-10, 30, 50, 80 e 100 PZ-VE-13, 33, 53, 83 e 103 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

118 100 N.A. MONTANTE A B C D E 21,50 20,30 25,70 5,50 13,70 7,80 N.A. JUSANTE FLUXO GALERIA 57,50 P.A. PZ-VE-12, 32, 52, 82 e 102 PZ-VE-15, 35, 55, 85 e105 PZ-VE-11, 31, 51, 81 e 101 EIXO DA BARRAGEM PZ-VE-14, 34, 54, 84 e 104 PZ-VE-10, 30, 50, 80 e 100 SEÇÃO TÍPICA VERTEDOURO (PIEZÔMETROS) SEM ESCALA PZ-VE-13, 33, 53, 83 e 103 Figura 53: Detalhe do nível de atenção para condição de drenos inoperantes (ENERGIA SUSTENTÁVEL DO BRASIL, 2009, 1020-JI2-RT-USC/IN-00005).

119 ANÁLISES REALIZADAS 4.1. ANÁLISE DA REDUÇÃO DA PERMEABILIDADE 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).

120 102 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.

121 103 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) 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.

122 104 COMPORTAMENTO MACIÇO ROCHOSO PRÉ- TRATAMENTO ALTA 1% SEM INFORMAÇÃO 12% MODERADA 40% BAIXA 9% IMPERMEÁVEL 38% 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.

123 105 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.

124 106 TABELA 07: Permeabilidade do maciço em detalhado para cada horizonte. COTA PRÉ- PÓS- TRATAMENTO TRATAMENTO (cm/s) (cm/s) ,36E-05 0,00E ,50E-05 0,00E ,22E-05 0,00E ,07E-06 0,00E ,02E-05 8,43E ,11E-06 9,00E ,69E-06 1,04E-05 3,50E-05 3,00E-05 2,50E-05 2,00E-05 1,50E-05 1,00E-05 5,00E-06 PERMEABILIDADE X HORIZONTE 0,00E Pré-Tratamento Pós-Tratamento Figura 57: Redução da permeabilidade do maciço após o tratamento de vedação (k x cota).

125 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.

126 ANÁLISE DA REDUÇÃO DA ABSORÇÃO DE CALDA DE CIMENTO 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.

127 109 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 ). Classe Denominação Absorção (kg/m) I Baixa <30 II Média III Alta 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 0,7:1 Peso de calda A/C 0,5:1 3 5,40 4,36

128 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 PRIMÁRIO 14,09 SECUNDÁRIO 10,80 TERCIÁRIO 13,48 EVENTUAL LINHA CENTRAL 10,26 EVENTUAL LINHA JUSANTE ADICIONAL VERIFICAÇÃO 7,78 8,65 8,84 Figura 58: Consumo de calda de cimento para o trecho superior Horizonte entre as cotas 55 m e 52 m.

129 111 CONSUMO DE CALDA DE CIMENTO HORIZONTE PRIMÁRIO 35,87 SECUNDÁRIO 17,25 TERCIÁRIO 9,85 EVENTUAL LINHA CENTRAL 16,90 EVENTUAL LINHA JUSANTE 11,97 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 PRIMÁRIO 32,55 SECUNDÁRIO 13,01 TERCIÁRIO 8,86 EVENTUAL LINHA CENTRAL EVENTUAL LINHA JUSANTE 10,36 12,27 ADICIONAL VERIFICAÇÃO 8,09 8,94 Figura 60: Consumo de calda de cimento para o horizonte entre as cotas 49 m e 46 m.

130 112 CONSUMO DE CALDA DE CIMENTO HORIZONTE PRIMÁRIO SECUNDÁRIO TERCIÁRIO EVENTUAL LINHA CENTRAL 10,84 10,83 10,31 13,16 EVENTUAL LINHA JUSANTE 42,92 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 PRIMÁRIO 9,73 SECUNDÁRIO 14,12 TERCIÁRIO 20,25 EVENTUAL LINHA CENTRAL 11,13 EVENTUAL LINHA JUSANTE 25,11 ADICIONAL 57,45 VERIFICAÇÃO 12,16 Figura 62: Consumo de calda de cimento para o horizonte entre as cotas 43 m e 40 m.

131 113 CONSUMO DE CALDA DE CIMENTO HORIZONTE PRIMÁRIO 32,17 SECUNDÁRIO TERCIÁRIO EVENTUAL LINHA CENTRAL EVENTUAL LINHA JUSANTE VERIFICAÇÃO ADICIONAL 11,64 10,02 13,26 14,47 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 PRIMÁRIO 21,48 SECUNDÁRIO TERCIÁRIO EVENTUAL LINHA CENTRAL 11,12 12,74 11,74 EVENTUAL LINHA JUSANTE 15,98 ADICIONAL 7,59 VERIFICAÇÃO 9,41 Figura 64: Consumo de calda de cimento para o horizonte entre as cotas 37 m e 33 m.

132 114 CONSUMO DE CALDA DE CIMENTO HORIZONTE PRIMÁRIO SECUNDÁRIO 0,00 0,00 TERCIÁRIO 7,51 EVENTUAL LINHA CENTRAL 12,28 EVENTUAL LINHA JUSANTE 10,54 VERIFICAÇÃO ADICIONAL 0,00 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 PRIMÁRIO SECUNDÁRIO TERCIÁRIO EVENTUAL LINHA CENTRAL 0,00 0,00 0,00 0,00 EVENTUAL LINHA JUSANTE 10,67 ADICIONAL VERIFICAÇÃO 0,00 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

133 115 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) , ,34E-05 35, ,21E-05 32, , ,10E-06 9, ,16E-06 32, ,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.

134 116 TABELA 11: Comparação da Permeabilidade x Consumo de calda nos furos de verificação para cada horizonte analisado. Furos de Verificação HORIZONTE K mediano (cm/s) Consumo (kg/m) ,02E-05 8, ,73E-05 8, ,19E-05 8, ,41E-04 10, ,29E-06 12, ,18E-05 7, ,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 PRIMÁRIO 22,16 SECUNDÁRIO TERCIÁRIO EVENTUAL LINHA CENTRAL 12,85 12,02 11,84 EVENTUAL LINHA JUSANTE 18,09 ADICIONAL 14,95 VERIFICAÇÃO 9,61 Figura 67: Análise geral de consumo de calda de cimento para cada ordem de furo.

135 117 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 22,16 SECUNDÁRIO TERCIÁRIO EVENTUAL LINHA CENTRAL 7,97 7,14 6,96 12,85 12,02 11,84 EVENTUAL LINHA JUSANTE 13,21 18,09 ADICIONAL 10,07 14,95 VERIFICAÇÃO 4,73 9,61 Figura 68: Comparação da absorção total medida, descontando o preenchimento do furo 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