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1 Barragens de Rejeito – Algumas Pesquisas Realizadas no Paraná Teixeira, S. H. C. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Lazarim, T. P. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Pierozan, R. C. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Schepiura, M. I. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Ribeiro, C. C. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Araújo, M. C. N. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Pereira, K. G. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Moreira, L. F. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Resumo: Este texto apresenta uma compilação dos resultados de algumas pesquisas relacionadas a barragens de rejeitos que vem sendo desenvolvidas na Universidade Federal do Paraná. São apresentadas algumas das principais conclusões. As pesquisas realizadas versam sobre a) o efeito do adensamento do rejeito nas deformações de uma barragem alteada pelo método da linha de centro; b) fluxo em barragens dotadas de drenos franceses; c)viabilidade do uso de geossintéticos em barragens convencionais e para contenção de rejeitos e d) mecanismos que possam afetar a estabilidade de barragens construídas usando geossintéticos. Esses temas foram selecionados para estudos em função da carência de informações na literatura nacional e internacional. Muito pouco se tem desenvolvido em pesquisas relacionadas e barragens de rejeito, não só no Brasil, mas em todo o mundo. Isso ocorre em função de existência de poucos pesquisadores dedicados à esses temas. Abstract: This text presents a compilation of results of some researches related to tailings dams, carried out at the Federal University of Paraná. Some of the main conclusions are presented. The researches deal with a) the tailing consolidation effect on the strains of a dam raised by the center linemethod; b) seepage on dams equipped with finger-drains; c) the feasibility of using geosyntheticin conventional and tailing dams and d) mechanisms affecting the stability of dams constructed usinggeosynthetics. These themes were selected for study due to the information lack on national and international literature. Very little has been developed in researchesrelated to tailings dams, not only in Brazil but worldwide. This can be addressed to the existence of few researchers devoted to these issues. 1 INTRODUÇÃO A Universidade Federal do Paraná, por meio do grupo de pesquisa em Geotecnia atuante no Programa de Pós Graduação em Engenharia de Construção Civil, vem desenvolvendo pesquisas direcionadas à Geotecnia Ambiental e Mineração. Muitas destas pesquisas são relacionadas a barragens de rejeitos que, apesar da sua importância no contexto dos empreendimentos em mineração, consiste em um tema no qual poucos estudos estão sendo desenvolvidos. Provavelmente, o motivo disso se deve à falta de profissionais no mercado com formação direcionada a atuar nas obras geotécnicas de mineração, o que, em parte, pode ser atribuído à percepção geral dos estudantes que a engenharia civil está limitada a obras de edificações, saneamento e estradas. Como consequência, tem-se um mercado carente de profissionais dedicados à área, bem como de pesquisas que sejam orientadas a melhorar as técnicas de construção de barragens de rejeitos e a incrementar a segurança de tais estruturas.

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Barragens de Rejeito – Algumas Pesquisas Realizadas no Paraná

Teixeira, S. H. C. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Lazarim, T. P. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Pierozan, R. C. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Schepiura, M. I. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Ribeiro, C. C. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Araújo, M. C. N. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Pereira, K. G. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Moreira, L. F. Universidade Federal do Paraná, Curitiba, Paraná, Brasil, [email protected] Resumo: Este texto apresenta uma compilação dos resultados de algumas pesquisas relacionadas a barragens de rejeitos que vem sendo desenvolvidas na Universidade Federal do Paraná. São apresentadas algumas das principais conclusões. As pesquisas realizadas versam sobre a) o efeito do adensamento do rejeito nas deformações de uma barragem alteada pelo método da linha de centro; b) fluxo em barragens dotadas de drenos franceses; c)viabilidade do uso de geossintéticos em barragens convencionais e para contenção de rejeitos e d) mecanismos que possam afetar a estabilidade de barragens construídas usando geossintéticos. Esses temas foram selecionados para estudos em função da carência de informações na literatura nacional e internacional. Muito pouco se tem desenvolvido em pesquisas relacionadas e barragens de rejeito, não só no Brasil, mas em todo o mundo. Isso ocorre em função de existência de poucos pesquisadores dedicados à esses temas. Abstract: This text presents a compilation of results of some researches related to tailings dams, carried out at the Federal University of Paraná. Some of the main conclusions are presented. The researches deal with a) the tailing consolidation effect on the strains of a dam raised by the center linemethod; b) seepage on dams equipped with finger-drains; c) the feasibility of using geosyntheticin conventional and tailing dams and d) mechanisms affecting the stability of dams constructed usinggeosynthetics. These themes were selected for study due to the information lack on national and international literature. Very little has been developed in researchesrelated to tailings dams, not only in Brazil but worldwide. This can be addressed to the existence of few researchers devoted to these issues.

1 INTRODUÇÃO

A Universidade Federal do Paraná, por meio do grupo de pesquisa em Geotecnia atuante no Programa de Pós Graduação em Engenharia de Construção Civil, vem desenvolvendo pesquisas direcionadas à Geotecnia Ambiental e Mineração. Muitas destas pesquisas são relacionadas a barragens de rejeitos que, apesar da sua importância no contexto dos empreendimentos em mineração, consiste em um tema no qual poucos estudos estão

sendo desenvolvidos. Provavelmente, o motivo disso se deve à falta de profissionais no mercado com formação direcionada a atuar nas obras geotécnicas de mineração, o que, em parte, pode ser atribuído à percepção geral dos estudantes que a engenharia civil está limitada a obras de edificações, saneamento e estradas. Como consequência, tem-se um mercado carente de profissionais dedicados à área, bem como de pesquisas que sejam orientadas a melhorar as técnicas de construção de barragens de rejeitos e a incrementar a segurança de tais estruturas.

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Apesar deste contexto, pesquisas relacionadas à segurança e construção de barragens de rejeito vêm sendo realizada na UFPR. Neste texto, são apresentados alguns dos principais aspectos e conclusões de três estudos recentemente desenvolvidos na UFPR, conforme apresentado nos itens seguintes.

2 PESQUISA 1 – DEFORMAÇÕES EM

BARRAGENS IMPOSTAS PELO ADENSAMENTO DO REJEITO

Os rejeitos, ao serem lançados no reservatório formado por uma barragem, sofrem adensamento na medida em que o seu nível vai sendo elevado em função do lançamento contínuo. Tendo em mente que o rejeito é um material bastante compressível, saturado, com elevado índice de vazios, normalmente adensado, é de se esperar que grandes deformações por adensamento ocorram neste material, o que, de fato, se verifica em várias instalações deste tipo.

Pelo fato das barragens estarem em contato direto com os rejeitos, sendo que em alguns casos a barragem se apoia total ou parcialmente sobre os rejeitos, o seu adensamento induz deformações nas barragens. Essas deformações devem ser bem avaliadas na etapa de projeto das barragens, bem como devem ser monitoradas durante a vida do empreendimento, haja vista que essas deformações podem provocar trincas e fissuras no maciço das barragens, principalmente se o material de construção da barragem apresentar comportamento do tipo frágil frente às deformações induzidas.

Com o objetivo de avaliar o efeito das deformações por adensamento dos rejeitos na indução de deformações de uma barragem, foram realizados estudos com base em análises numéricas de deformação e em dados de instrumentação de uma barragem construída com aterro compactado, alteada pelo método da linha de centro.

Na barragem estudada, foram observados sinais de plastificação ao longo da crista, a montante do filtro em chaminé, na forma de uma trinca longitudinal, a partir da 13ª etapa de alteamento, tendo ser repetido nas etapas posteriores. Por meio

de observações visuais, não foram identificados sinais de desenvolvimento de mecanismos de cisalhamento nos taludes e crista da barragem, mas tão somente sinais de deformação normais de expansão nacrista. Diante do observado, aventou-se hipótese de que o espaldar de montante estaria rotacionando por efeito do adensamento do rejeito.

2.1 Informações básicas da barragem

A Figura 2.1 apresenta a seção da barragem selecionada para realização das análises, bem como a localização dos instrumentos que tiveram as leituras avaliadas. O maciço da barragem é constituído por aterro compactado, sendo provido de um filtro em chaminé e um tapete drenante na base. Até a oitava etapa de alteamento, a barragem foi construída pelo método de jusante. A partir da nota etapa, incorporou-se à seção uma plataforma de aterro lançado à montante, com 40 m de largura, com o objetivo de afastar a água do reservatório e o rejeitodo corpo da barragem. O aterro lançado é formado por solo siltoso residual de filito, com presença de blocos centimétricos a decimétricos de saprolito. A fundação é constituída por solos residuais de filito, com espessuras variando entre 10 m e 20m, a depender da seção. A barragem atualmente encontra-se na vigésima etapa de alteamento, tendo altura máxima igual a 106 m. A ultima etapa consistiu no alteamento da crista em 6, 0 metros.

Para servir de referência na calibração de parâmetros nas análises numéricas de deformação, foi utilizado o histórico de leituras das Placas de Recalque instaladas na base da plataforma de aterro lançado sobre os rejeitos. Estes instrumentos foram instalados após a construção da Etapa 8 de alteamento e são denominados de MR25C e MR25A, conforme mostrado na Figura 2.1.

A Figura 2.2 apresenta a evolução da cota da crista da barragem, ao longo do tempo. São identificadas as datas e elevação da crista em que as placas de recalque foram instaladas.

Figura 2.1: Seção tipo da barragem.

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Figura 2.2: Alteamento da barragem e tempo de instalação das Placas de Recalque

As análises de deformação foram realizadas

utilizando valores de parâmetros elásticos de resistência obtidos a partir de 52 ensaios, sintetizados na Tabela 2.1. Foram realizados ensaios de compressão triaxial tipo CU (Adensado e não-Drenado) eCAU (Adensado Anisotropicamente e não-Drenado). Os ensaios do aterro compactado foram realizados em condições saturadas e não-saturadas, haja vista que somente parte do maciço de aterro compactado se encontra acima do nível freático.

Tabela 2.1: Ensaios realizados nos materiais da barragem

MATERIAL TIPO DE ENSAIO

Aterro Compactado 16 Triaxiais CU

Aterro Lançado 24 Triaxiais CU

Rejeito 16 Triaxiais CAU

2.2 Parâmetros das análises

Para realização das análises de deformação, foi utilizado o programa computacional SigmaW, do pacote GeoStudo 2007 desenvolvido pela GeoSlope International. Foi utilizado o modelo constitutivo elastoplástico, com os parâmetros elásticos e de resistência obtidos a partir dos resultados dos ensaios triaxiais.

A geometria da barragem foi separada em função das etapas de alteamentos, as quais foram individualmente inseridas no programa. Isso possibilitou comparar passo a passo as leituras das placas com as deformações simuladas. Considerou-se como uma etapa de alteamento o período de início e final da construção de cada aterro compactado, ou seja, o aterro lançado e o rejeito desse período também foram considerados dentro do mesmo alteamento. Cada alteamento foi considerado um carregamento.

Na

Tabela 2.2 são apresentados os parâmetros que

alimentaram o programa. Ei módulo de elasticidade inicial (Young), υ Coeficiente de Poisson, c coesão, φ ângulo de atrito, γ peso específico natural, γ(sat) peso específico saturado e k0 coeficiente de empuxo no repouso.

Para o aterro compactado foram utilizados os parâmetros saturados para a porção a montante do filtro vertical e abaixo da linha freática e parâmetros não-saturados para a porção a jusante do filtro

vertical e acima da linha freática. Além disso, adotou-se peso especifico submerso para os materiais abaixo da linha freática e peso específico aparente para os demais materiais. Os parâmetros do filtro e da fundação foram retirados da literatura e calibrados a partir de dados conhecidos de projetos semelhantes.

O Coeficiente de Poisson e o Coeficiente de Empuxo no Repouso foram obtidos a partir da correlação obtida a partir da equação de Jaky (1944) e da teoria da elasticidade, conforme apresentado abaixo:

Tabela 2.2: Parâmetros utilizados na análise de deformação

MATERIAL Ei

(kPa) ν

c (kPa)

φ ( ° )

γ (kN/m³) γ(sub)

(kN/m³) K0

Rejeito 535 0,45 0 11 - 8 0,81

Aterro compactado não saturado 22.000 0,35 67 27 19 - 0,55

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Aterro compactado saturado 8.000 0,42 126 16,3 - 10 0,72

Aterro lançado 6.500 0,43 25 15 - 9 0,74

Filtro (areia intermediária) 27.000 0,31 0 33 18 8 0,46

Fundação solo 11.000 0,39 125 21 - 10 0,64

Fundação rocha 50.000 0,35 100 27 - 17 0,50

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(Jaky, 1944)

(1)

(teoria da elasticidade) (2)

(3)

2.3 Apresentação e discussão dos Resultados

Após calibração dos parâmetros elásticos do

modelo, amplamente discutido em Moreira (2012), os deslocamentos verticais superficiais (recalques) obtidas pela simulação numérica são bastante próximos dos deslocamentos medidas em campo

Tanto a simulação quanto o real apresentam deformação aproximada de 25 cm por ano. A placa MR25C indica maiores recalques, pois está posicionada mais a montante, portanto, sofrendo maior influência do material do adensamento do rejeito no reservatório.

Figura 2.3: Comparação entre a deformação medida e simulada nas Placas de Recalque MR25A e MR25C

AFigura 2.4 apresenta a linhas de mesmo

deslocamento vertical, com valores em metros, após o último carregamento, o qual equivale à etapa 20 de alteamento. É importante observar que os maiores deslocamentos encontrados estão no interior rejeito da massa de rejeito, sobretudo, na

borda de montante do aterro lançado. Entretanto, no aterro compactado os deslocamentos são menores. Com isso, tem-se um gradiente de deslocamentos verticais de montante para jusante, o que significa a ocorrência de recalques diferenciais.

A Figura 2.5apresenta deslocamentos horizontais após a aplicação do último carregamento (equivalente à construção da etapa 20). Os números negativos no topo e no rejeito indicam que os deslocamentos horizontais são para montante. Essa figura mostra que os maiores deslocamentos horizontais ocorrem na base da barragem, na interface entre o aterro compactado, tapete drenante e a fundação em solo residual, chegando a valores de até 70 cm. Os deslocamentos horizontais entre a parte central da barragem e a crista, até o topo, são menores que na base. É interessante observar que há no espaldar de montante da barragem, os deslocamentos são para montante, e que no espaldarde jusante, os deslocamentos são para jusante. No topo do rejeito, os deslocamentos para montante são mais intensos que no centro da massa de rejeito.

Quando se faz a análise em termo de deformações verticais, em função da construção da última etapa de alteamento, evidencia-se a mudança brusca de comportamento na interface do aterro lançado com o rejeito (Figura 2.6), sendo que os maiores valores ocorrem nos rejeitos.

NaFigura 2.7 apresenta as deformações horizontais sofridas no rejeito e na barragem. Os valores negativos indicam deformações de contração e valores positivos indicam deformações de expansão. Nota-se que próximo à crista da barragem, as deformações são de expansão, indicando que o aterro naquela região pode estar submetido a tensões de tração.

A Figura 2.8 apresenta as curvas de mesma tensão vertical efetiva no maciço da barragem e nos rejeitos. Nota-se que existe uma concentração de tensões sobre o filtro em chaminé e uma diminuição das tensões efetivas tanto a jusante como a montante do filtro, indicando que existe uma concentração de tensões no filtro, com alívio de tensões no solo adjacentes. Esse fenômeno, conhecido como arqueamento de tensões em solos, é comumente observado neste tipo de estrutura.

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Figura 2.4: Deslocamento verticais (valores em metros).

Figura 2.5: Deslocamento horizontais (valores em metros).

Figura 2.6: Deformações verticais (valores em %).

Figura 2.7: Deformações horizontais (valores em %).

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Figura 2.8: Tensões efetivas verticais (valores em kPa)

2.4 Conclusões do estudo 1

Este estudo teve o objetivo de avaliar o efeito do adensamento dos rejeitos na indução de deformações em uma barragem alteada pelo método da linha de centro. Para o desenvolvimento dos estudos apresentados, foram realizadas análises de deformação, utilizando parâmetros geotécnicos obtidos de ensaios e calibrados com base em dados de instrumentação instalada. Com base nos resultados obtidos nas análises realizadas, pode-se tecer as seguintes conclusões:

• Os deslocamentos verticais no rejeito são bem maiores que os deslocamentos no maciço de aterro compactado. Devido ao desenvolvimento de interação entre os dois materiais, o aterro da barragem sofre maiores deslocamentos próximo ao contato como o rejeito, que no espaldar de jusante;

• As deformações horizontais no maciço da barragem são de expansão. Os deslocamentos no espaldar de montante são para montante e os deslocamentos no espaldar de jusante são para jusante, em praticamente toda a barragem;

• Considerando que os deslocamentos no contato rejeito-aterro são possuem componente para baixo e para montante, e que são maiores próximo à superfície, pode-se inferir que essa parte do maciço sofre uma rotação para montante, influenciada pelo adensamento do rejeito. Esse mecanismo pode provocar o aparecimento de trincas próximo à crista da barragem.

• local mais provável para o aparecimento deste tipo de trinca é sobre o filtro vertical de areia, que é um material que não possui nenhuma resistência à tração. O aparecimento de trincas deste tipo é observado em barragens que apresentam a configuração que foi estudada.

2.5 Referências bibliográficas

JAKY, J. (1944). The coefficient of earth pressure at rest.(in Hungarian). Journal for Society of HungarianArchitects andEngineers, Budapest, October 1944; Vol.7, 355-358.

MOREIRA, L. F. Análise das deformações de uma barragem de terra instrumentada com o uso de dois modelos constitutivos. Dissertação de Mestrado em Engenharia de Construção Civil. Universidade Federal do Paraná. Curitiba - PR, 2012.

3 PESQUISA 2 – ESTUDO DE EQUIVALÊNCIA ENTRE DRENOS

FRANCESES E TAPETES DRENANTES EM BARRAGENS DE TERRA

Os sistemas de drenagem interna representam um dos principais dispositivos responsáveis pela estabilidade de barragens de terra. Uma drenagem que seja eficaz diminui muito os riscos de acidentes. Massad (2003) afirma que grande parte dos acidentes, envolvendo barragens de terra, foi ocasionado devido à falta de um sistema eficiente de controle de fluxo.

Para que a estabilidade destas estruturas seja mantida, são projetados sistemas de drenagem que impeçam o desenvolvimento de níveis freáticos elevados. Estes sistemas de drenagem envolvem o uso de materiais com elevada permeabilidade, que normalmente são areias, pedregulhos e pedras britadas. Em algumas regiões do território nacional, a disponibilidade de materiais granulares é restrita, de modo que alguns projetistas têm optado pelo uso de drenos lineares, também conhecidos como drenos franceses, fingerdrains, ou stringerdrains como uma alternativa para minimizar os volumes de material granular empregado, porém garantindo a drenagem interna do maciço.

Os drenos franceses, embora sejam usados com certa frequência, são projetados de maneira simplista, pelo fato de não existirem resultados disponíveis de estudos relativos ao comportamento destes dispositivos de drenagem, que possam ser usados como procedimentos de cálculo. A forma da superfície freática tridimensional, que se forma nos maciços dotados de drenos lineares, bem como todo o formato da rede de fluxo e o modo como se distribuem as pressões neutras no maciço são, a rigor, desconhecidas.

Neste contexto, uma pesquisa, com o objetivo de analisar o fluxo em barragens dotadas de drenos

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franceses como sistema de drenagem interna foi desenvolvida na UFPR. Foi avaliada a eficiência dos drenos franceses em relação ao o tapete drenante clássico. Buscando-se entender o fluxo tridimensional no maciço dotado de drenos franceses a fim de se conseguir uma configuração otimizada da solução sob o ponto de vista de fluxo, minimização dos volumes de material granular.

Visando atingir este objetivo, o estudo foi realizado em duas etapas.A primeira se consistiu na construção de quatro modelos físicos reduzidos de barragens, para analise do fluxo e comportamento dos drenos.E a segunda consistiu na modelagem numérica dos modelos físicos, por meio de análises bidimensionais, através de planos ortogonais (xz, xy e yz), para avaliação do comportamento do fluxo no interior das barragens, simuladas no modelo físico, utilizando o programa SEEP/W.

3.1 Dispositivo de drenagem interno de

barragens

Segundo Cruz (1996), os sistemas de drenagem constituem a principal defesa contra fluxos concentrados e preferenciais, ou seja, a drenagem regulariza a saída do fluxo, tanto da própria barragem como da fundação, atenuando as pressões e disciplinando seu escoamento para jusante da barragem.

Os primeiros sistemas de drenagem interna das barragens de terra consistiam de um dreno de pé no talude de jusante, cujo objetivo era evitar que a água percolada através do maciço de aterro emergisse diretamente no talude. Com o passar dos anos, foramsendo desenvolvidos elementos mais eficientes e sistemas mais complexos que possibilitavam maior estabilidade á estrutura.

3.1.1 Tapete drenante

Os tapetes drenantes são os drenos mais comumente usados. Constitui em um dreno planar horizontal ou sub-horizontal, disposto no sentido do fluxo principal e tem a função de dar vazão à água que percola pelo maciço e fundação da barragem, permitindo o controle do fluxo em toda a área.

Este sistema interno de drenagem fica localizado no espaldar de jusante da barragem,fazendo a interface entre o maciço da fundação. Geralmente possui espessura única ao longo de toda a sua extensão e permite que o fluxo percolado através do maciço seja bidimensional.

3.1.2 Dreno francês (Fingerdrain)

Os drenos franceses são elementos lineares, dispostos lado a lado no sentido principal do fluxo, transversalmente ao eixo, com espaçamento regular entre eles. Este tipo de dispositivo de drenagem

pode ser usado como alternativa para o tapete drenante quando o custo do material é elevado ou quando o material permeável, em grande quantidade, é de difícil obtenção. O material utilizado para a construção deste sistema possui características que são excelentes para drenagem, porém sua disposição na barragem deve ser manuseada corretamente.

Os drenos devem ser projetadoscom laterais inclinadas, para que as tensões no solo sejam mais bem distribuídas. A seção transversal dos drenos franceses deve ser suficientemente grande e/ou permeável, para suportar a vazão que percola pela barragem, sem elevar as poro-pressões do maciço. Assim sendo, é necessário avaliar o espaçamento entre eles, para que as cargas hidráulicas no maciço sejam dissipadas de tal forma que não afete a segurança da estrutura.

3.2 Materiais e métodos

O trabalho de pesquisa consistiu na realização de testes de percolação, em modelos de barragens em escala reduzida. Estes modelos eram dotadas de sistema de um drenagem interna com uso de drenos franceses (fingerdrains). Com base nos resultados dos testes em escala reduzida, foi feita a calibração de modelos numéricos de percolação, baseados no método dos elementos finitos. Os modelos numéricos calibrados permitiram ainda a realização de análises adicionais de percolação, considerando situações não testadas fisicamente.

Os modelos físicos reduzidos foram executados no interior de uma caixa metálica com dimensões de 250 x 44 x 60 cm. A parte frontal da caixa consistiu de um paramento de acrílico que possibilitou a visualização do fluxo de água no interior da barragem e dos drenos durante o teste (Figura 3.1). O maciço da barragem foi construído com areia fina, com partículas de granulometria menor que 2mm e permeabilidade igual a 1,1x10-2 cm/s. Para o dreno, foi utilizado pedregulho com granulometria entre 2mm e 4,8 mm e coeficiente de permeabilidade de 2,0x100 cm/s. A densidade relativa dos materiais usados para a construção do modelo foi calibrada através do método de chuva de areia, sendo adotado altura de queda de 12 cm. A instrumentação do maciço foi composta por 18 piezômetros de tubo aberto, que consistiam em mangueiras de polietileno com 3mm de diâmetro interno, distribuídos entre o talude de montante, crista e talude de jusante, cuja finalidade foi medir as poro-pressões no interior do maciço. Para impedir a entrada de material fino nos piezômetros, foram instalados pequenos pedaços de geotêxtil não-tecido na entrada dos tubos.

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a b

c d

Figura 3.1: a) Caixa metálica; b) Modelo físico reduzido; c) Piezômetros instalados no painel, ao lado do modelo; d) Geotêxtil na entrada do piezômetro

A modelagem numérica consistiu em analisar as

quatro barragens simuladas no modelo reduzidoatravés do programa SEEP/W.As analises de cada modelo foram realizadas através de seções em planos ortogonais (xz, xy e yz), que possibilitaram o estudo do comportamento do fluxo, em condição permanente de escoamento, no interior do maciço, nas três dimensões. As análises paramétricas realizadas simularam drenos com diferentes comprimentos e espaçamentos entre si, sendo este último associado a diferentes larguras de barragem. O objetivo final desta analise foi basicamente demonstrar que esses parâmetros podem influenciar significativamente no comportamento do fluxo e comparar a eficiência do dreno francês em relação ao tapete drenante.

3.3 Apresentação e discussão dos resultados

3.3.1 Modelagem física

Os modelos físicos consistiram em 4 barragens com dimensões de 190 cm de base, 10 cm de crista e 50 cm de altura. Os drenos tiveram seção trapezoidal com dimensão de 6cm (base) x 3cm (topo) x 3cm (altura) e comprimento de 50 cm. O primeiro modelo testado utilizou tapete drenante com dimensões de 50cm x 44cm x 3cm, o segunda modelo utilizou 1 dreno francês, simulando o espaçamento de 88 cm, o terceiro utilizou dois drenos franceses, simulando espaçamento de 44 cm e, por último, três drenos franceses, simulando 22 cm de espaçamento (Figura 3.2a). Após a disposição da areia o reservatório da barragem foi preenchido com água ate a cota 47 cm, dando inicio à percolação pelo maciço (Figura 3.2b).

a b

S1 S3S2

Figura 3.2: a) Disposição detrês drenos franceses, b) Percolação da água pelo maciço.

Com o fluxo estabilizado foram feitas as medidas

de vazão e leitura das alturas piezométricas de cada modelo. Para facilitar o estudo do comportamento do fluxo as leituras foram analisadas por seções transversais, sendo S1 a seção na frente do modelo (próximo ao acrílico), S2 no meio do modelo e S3 no fundo, próximo à lateral metálica. As vazões encontradas nos modelos com drenos franceses são apresentadas na Tabela 3.1.

Tabela 3.1: Vazões obtidas nos modelos

Modelo Número de drenos franceses

Vazão (m³/s)

2 1 3,47 x 10-6 3 2 3,50 x 10-6 4 3 3,55 x 10-6

Analisando cada seção transversal

separadamente verificou-se que as alturas piezométricas foram bastante coerentes com as situações observadas nos modelos. Com relação a seção S1 nota-se que nos piezômetros de montante e crista as leituras das barragens se apresentaram muito próximas. Na medida em que a se caminha para o espaldar de jusante, pode ser observado que a diferença entre as alturas aumenta. Cada altura encontrada nos piezômetros de jusante esta relacionado com a área da seção dos drenos, onde ocorre o fluxo. Assim, a barragem com 1 dreno francês, que possui uma área de drenagem menor, apresentou carga maior.

Figura 3.3:Gráfico das linhas piezométricas da seção S1 de cada modelo físico.

Analisando a seção transversal S2, é possível

observar que as os níveis piezométricos são mais

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elevados se comparados aos níveis na seção S1, chegando na posição do drenos com aproximadamente 25 cm, com exceção do modelo que usa tapete drenante.

Figura 3.4:Gráfico das linhas piezométricas da seção S2 de cada modelo físico.

Analisando a seção S3 pode-se observar que é

muito semelhante a S1, isto porque ambas estão localizadas em seções que possuem drenos, com exceção ao modelo com 1 dreno francês. No caso desta, a carga se mostrou elevada, pois deve haver um gradiente hidráulico na direção longitudinal para permitir o escoamento do fluxo em direção ao dreno, localizado na seção S1. No caso das barragens 3 e 4 o fluxo percola do centro do maciço para as extremidades, permitindo que as leituras na S1 e S3 sejam muito próximas.

Figura 3.5:Gráfico das linhas piezométricas da seção S3 de cada modelo físico.

No modelo dotado de tapete drenante, como o fluxo permaneceu no estado plano, as alterações nas cargas piezométricas nas três seções são quase imperceptíveis, se comparado com o observado nos demais modelos.

Comparando o funcionamento dos drenos franceses com o tapete drenante, embora os modelos tenham se mostrado muito eficientes no escoamento do fluxo, as cargas hidráulicas apresentaram-se significativamente mais elevadas no talude de jusante, fato que influencia na estabilidade do talude. Os resultados dos modelos que utilizaram drenos franceses com espaçamentos diferentes indicaram que quanto maior for a proximidade entre eles, maior é a dissipação de energia e menores são as poro-pressões no maciço. Analisando os resultados do modelo dotado de um dreno francês, observou-se que as leituras a jusante são mais altas

do que nos outros modelos, sendo justificado pela menor área de escoamento e maior espaçamento entre drenos. É possível observar ainda que os drenos no modelo com três drenos franceses, embora tenham apresentado alturas piezométricas mais elevadas, se assemelharam ao tapete drenante, principalmente no que se refere a saída do fluxo no dreno, em que ambos, o escoamento se deu pelo meio do talude, justificando novamente a necessidade de um menor espaçamento entre os dispositivos.

A simulação física dos drenos pôde comprovar a eficiência dos dispositivos. Contudo para um melhor desempenho, pode-se inferir que existe a necessidade de que a seção dos drenos seja adequada e que os drenos não estejam muito espaçados entre si.

3.3.2 Modelagem numérica

A modelagem numérica consistiu em simular o comportamento de barragens dotadas de drenos, fazendo algumas analises paramétricas que não foram realizadas na modelagem física reduzida. As analises de cada modelo numérico foram realizadas através de seções em planos ortogonais, que possibilitaram o estudo do comportamento aproximado do fluxo.

A Figura 3.6 mostra os resultados das análises para a) Seção transversal S1, b) Seções transversais S2 e S3, c) Projeção da superfície freática no plano horizontal e d) Projeção da superfície freática no plano vertical.

Devido à grande quantidade de análises numéricas realizadas, neste texto somente será apresentado os resultados obtidos no modelo 2 que se refere à barragem com 1 dreno francês. A se refere a simulação da barragem com 44 cm de largura e dreno francês com 50 cm de comprimento.

Analisando as seções nota-se que , como só existe 1 dreno e o mesmo se localiza na seção S1 (a), todo o fluxo se movimenta sentido a ele. Pela projeção da superfície freática no plano horizontal, Figura 3.6c, fica visível que as cargas hidráulicas encontradas no maciço são mais elevadas quanto mais afastado estiver do dreno. É possivel observar ainda que há existencia de gradiente hidráulico, o qual comprova que houve encoamento sentido ao dreno francês. Atraves da seçãotransversal (a), observa-se que S1, que considera presença de sistema de drenagem, a linha de fluxo de comporta de forma a dissipar a energia pelo mesmo. Já a S2 e S3 apresentam linha frática mais elevada. Neste caso, considera-se que a freática se movimenta transversalmente, sentido ao dreno, como é mostrado na seção plana (b).

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11

Figura 3.6:Modelo com um dreno francês: a)

Seção transversal S1; b) Seçõestransversais S2 e S3; c) Projeção da superfície freática no plano horizontal; d) Projeção da linha freática no plano vertical.

Foram realizadas análises paramétricas

adicionais fazendo-se variar o comprimento e o espaçamento entre drenos franceses. Nestas análises, manteve-se a mesma geometria usada nas modelagens anteriores.

As Figuras 3.7, 3.8 e 3.9apresentam a posição da linha freática nas seções S1, S2 e S3, obtidas a partir da projeção da superfície freática no plano horizontal.

Tabela 3.2: Análises paramétricas para o modelo 2

Barragem 2

C1 (cm) 50 70 95 50 70 95 50 70 95

S2 (cm) 88 88 88 144 144 144 200 200 200 C1 = Comprimento do dreno, S2 = Espaçamento entre drenos, simulado

Analisando a seção S1observa-se que, para um

mesmo comprimento de dreno, o comportamento das linhas de fluxo são muito próxima, independendo da largura do modelo. Como nesta seção está sendo considerado que há dispositivo de drenagem, a dissipação das cargas é feito basicamente pelo dreno. Nota-se ainda que quanto maior o dreno, mais rápido é esta dissipação.

Figura 3.7:Análise paramétrica - Seção S1.

Analisando a seção S2, nota-se que tanto a

largura da barragem quanto o comprimento do dreno interferem significativamente no comportamento do fluxo no interior do maciço. Pode-se observar que as linhas freáticas mais afastadas do dreno apresentaram cargas hidráulicas bastante elevas.

Figura 3.8:Análise paramétrica - Seção S2

Analisando a seção S3, observa-se que as linhas

freáticas mais elevas representam as mais afastadas do dreno, correspondendo a valores de carga hidráulica proximas ao nivel d’agua do reservatorio, o qual poderia comprometer a estabilidade da estrutura.

Nota-se que para o comprimento de 95 cm de dreno, correspondente ao espaçamento de 144 cm, a configuração da curva das alturas piezométricas se assemelha aos drenos espaçados a 88 cm. Este comportamento indica que para um determinado espaçamento, um comprimento maior de dreno pode reduzir consideravelmente as cargas totais encontradas no maciço.

Figura 3.9:Análise paramétrica – Seção S3.

Para todos os modelos analisados, e não

apresentados neste texto, o comportamento da linha de fluxo foi muito similar, correspondendo a cargas

a)

b)

c)

d)

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hidráulicas tão mais elevadas, quanto mais distante for o espaçamento entre os drenos.

3.4 Conclusões do estudo 2

Este estudo contemplou a execução de modelos físicos reduzidos e realização de análises numéricas, a fim de avaliar a eficiência de drenos franceses. Dos resultados obtidos no estudo, podem-se tecer as seguintes conclusões:

• As análises realizadas através do modelo reduzido e método numérico se mostraram bastante satisfatórias, em que o mesmo comportamento simulado no modelo físico foi obtido também pelas analises numéricas.

• Comparando o funcionamento dos drenos franceses com o tapete drenante contínuo, pode-se concluir que ambos são eficientes sob o ponto de vista de drenagem, porém, o tapete mantém as pressões no maciço, mais baixas.

• O modelo físico com três drenos franceses foi o que indicou maior semelhança com o tapete drenante, justamente pelo fato de o espaçamento entre os drenos ser menor, mantendo as cargas hidráulicas mais baixas que as observadas no modelo com um ou dois drenos.

• Ambos os modelos (físico e numérico) evidenciaram a eficiência do dreno francês, que podem funcionar de modo satisfatório desde que adequadamente dimensionados. Neste caso as analises paramétricas se mostraram muito úteis, demonstrando os diferentes comportamentos do fluxo mediante aos diferentes espaçamentos entre os drenos e os seus comprimentos.

• Para melhor eficiência dos drenos franceses há necessidade de usar espaçamentos limitados entre drenos ou de aumentar a seção transversal do dreno, para que limitar as poro-pressões no maciço a valores desejáveis.

• Para se determinar os espaçamentos máximo e mínimo entre os drenos recomenda-se que a área total de escoamento seja entre, aproximadamente, 20% e 40%, respectivamente, da área correspondente ao tapete drenante. Dessa forma é possível garantir ocorrência de cargas de baixa magnitude.

• Recomenda-se que o comprimento do dreno seja inferior a 71% do espaçamento entre os dispositivos.

3.5 Referências bibliográficas

CEDERGREN, H. R. Seepage, drainage and flow nets.1967. John Wiley& Sons.

CRUZ, P. T. 100 Barragensbrasileiras: casoshistóricos, materiais de construção. 1996.São Paulo: Oficina de Textos.

FREDLUND, D. G. e XING, A. Equations for thesoil-watercharacteristc curve. CanadianGeotechnicalJournal, 1994.

MASSAD, F. Obras de Terra - Cursobásico de geotecnia. 2003. São Paulo: Oficina de Textos.

TAYLOR, D. W. Fundamentals of Soil Mechanics. 1948. John Wiley & Sons.

4 PESQUISA 3 – AVALIAÇÃO TÉCNICA E ECONÔMICA DO USO DE

GEOSSINTÉTICOS EM BARRAGENS

As barragens são obras que constituem um grande empreendimento, e são de extrema importância para o desenvolvimento do país, pois desempenham diversas funções como a geração de energia elétrica, controle de enchentes, abastecimento de água, irrigação etc. São obras de grande porte, complexas e de altos custos de implantação, sendo assim é importante que se busque alternativas para reduzir estes custos e também melhorar suas características técnicas.

Neste trabalho foi realizado um estudo objetivando determinar o potencial para redução de custos para construção de barragens de terra, considerando soluções alternativas que empregam geomembranas com função de impermeabilização e/ou geogrelhas com função de reforço do talude.

4.1 Geossintéticos

De acordo com a NBR 12.553/2003, geossintéticos são produtos poliméricos (sintéticos ou naturais), industrializados e desenvolvidos para utilização em obras geotécnicas, desempenhando uma ou mais funções, entre as quais podem ser citadas: reforço, filtração, drenagem, proteção, separação, impermeabilização e controle de erosão.

O uso de geossintéticos vem sendo prática comum nas obras de engenharia geotécnica onde se necessita de melhoria das características do solo local, bem como devido a outras vantagens, como facilidade de instalação e menor tempo de execução das obras.

A

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13

Tabela 4.1 mostra os principais tipos de

geossintéticos utilizados para cada uma das funções citadas.

Na sequência, são apresentadas algumas definições e considerações a respeito das principais funções de geomembranas e geogrelhas, foco deste trabalho.

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Tabela 4.1: Geossintéticos utilizados em barragens (adaptado de FEMA, 2008)

Função do geossintético Geossintéticos usualmente

empregados

Geotêxtil não tecido (GTnw) Filtração de partículas sólidas Geotêxtil tecido (GTw)

Geotêxtil não tecido (GTnw)

Geotêxtil tecido (GTw) Separação de materiais

Geocomposto (GC)

Geotêxtil não tecido (GTnw)

Georrede (GN)

Geocomposto para drenagem (GCD)

Geomanta (GA)

Drenagem planar

Geomembrana estruturada (dreno)

Geotêxtil não tecido (GTnw)

Geotêxtil tecido (GTw)

Geogrelha (GG) Reforço

Geocomposto (GC)

Geomembrana (GM)

Geocomposto argiloso (GCL) Barreira impermeabilizante

Geocomposto com geomembrana

Geotêxtil não tecido (GTnw) Proteção

Geocomposto (GC)

Geotêxtil não tecido (GTnw)

Geocélula (GL) Controle da erosão superficial

Geomanta (GA)

4.1.1 Geomembranas

Consistem em membranas poliméricas flexíveis, com espessura de poucos milímetros, praticamente impermeáveis, cujas principais funções são impermeabilização de aterros, revestimento ou cobertura de depósito de efluentes, resíduos sólidos, canais, barramentos, entre outros (PEREIRA, 2010).

São geralmente fabricadas e vendidas em rolo, algumas delas em forma de grandes painéis e mantas. Podem também ser produzidas no local da obra (in situ), com produtos líquidos aplicados quentes ou frios, reduzindo a necessidade de emenda entre os rolos e painéis (ICOLD Bulletin 89, 1993).

Figura 4.1: Aplicação de geomembrana (http://geosynthetica.net)

4.1.2 Geogrelhas

São estruturas planas em forma de grelha, que podem ser soldadas, extrudadas ou tecidas, e cujas aberturas são grandes o suficiente para permitir o entrosamento entre o solo e a vegetação. Geralmente são mais resistentes que os geotêxteis, e sua função básica é o reforço (GIOCONDO, 2007).

Figura 4.2: Alguns tipos de geogrelha (http://www.revistatechne.com.br)

4.2 Potencial de Redução de Custos de Construção de Barragens de Terra pelo uso de Geossintéticos

O estudo do potencial para redução de custos para construção de barragens de terra foi realizado considerando soluções alternativas que empregam geomembranas com função de impermeabilização e/ou geogrelhas com função de reforço do talude.

A realização do estudo se deu com o auxílio do programa de computador GeoStudio comoferramenta para analisar a estabilidade dos taludes das barragens a fim de encontrar as inclinações dos taludes qual que sejam garantidos os fatores de segurança exigidos pelos US CorpsofEngineers, em diversas situações. O programa utiliza métodos de cálculo baseados no método de equilíbrio limite e método dos elementos finitos.

A determinação da posição da linha freática no maciço das alternativas avaliadas foi feita utilizando o módulo Seep/w do pacote GeoStudio 2007.

4.2.1 Parâmetros adotados

Para avaliar as geometrias das seções das barragens considerando ou não o uso de geossintéticos, com funções de reforço ou impermeabilização, foram feitas as seguintes considerações:

• Solo de fundação com 10m de profundidade; • Camada impermeável e de resistência infinita

abaixo do solo de fundação;

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• Tapete drenante até o centro da barragem; • Rebaixamento de 80% do nível inicial do

reservatório, nas análises para a condição de rebaixamento rápido do reservatório;

• Bordalivre de 3m; • Fluxo bidimensional; • Solo homogêneo e isotrópico.

Em todas as analises foram utilizados parâmetros geotécnicos cujos valores estão indicados naTabela 4.2. Tabela 4.2: Parâmetros geotécnicos usados

Solo γ kN/m³

c kPa

φ (º)

k cm/s

E kPa

µ

Aterro 19 10 33 3x10-6 14000 0,30 Fundação

21 50 24 7x10-5 160000

0,35

Filtro 20 0 35 3x10-2 50000 0,35

4.2.2 Barragens de Referência

De modo a permitir a avaliação do efeito da presença de geossintéticos na barragem, foram dimensionadas seções de barragem com diferentes alturas (10, 25 e 50m), sem a utilização de geossintéticos. Essas seções foram denominadas Barragens de Referência. Por meio dessas barragens os tempos de rebaixamento foram determinados (Figura 4.3).

Figura 4.3: Barragem de referência

As inclinações dos taludes de jusante foram

definidas de modo a garantir o fator de segurança igual a 1, 5, os mesmos valores foram utilizados em todas as análises posteriores, com e sem a utilização de reforço no talude de montante.

No procedimento de definição do tempo de rebaixamento, fixou-se a inclinação do talude de montante em 1V:3H e variou-se o tempo de rebaixamento até que se obtivesse o menor tempo de rebaixamento onde o talude permanecesse estável. Os tempos de rebaixamento são dependentes a altura da barragem.

Para a condição de funcionamento, foi utilizada a opção “steadystate”, ou seja: regime de fluxo estabelecido em regime permanente. Para a condição de rebaixamento rápido, foi utilizada a opção “transientflow”, ou seja: regime de fluxo transiente, sendo necessário selecionar um tempo para ocorrência do rebaixamento do nível do reservatório, obtido por meio do procedimento descrito anteriormente.

Para cada uma das alturas da barragem de referência, estimou-se o custo unitário de construção, permitido que fosse feita uma comparação de custos com as alternativas que contemplam o uso de geossintéticos.

4.2.3 Configurações de Alternativas Avaliadas

A

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16

Tabela 4.3 apresenta um resumo das configurações avaliadas neste estudo. Foram consideradas três alturas para a barragem, o uso de geomembranas como elemento de impermeabilização, e o uso de geogrelhas como elementos de reforço.

Quanto a utilização de geomembrana, foi avaliada sua aplicação na face de montante apenas, ela como tapete prolongado e com cut-off, visando assim diminuir o fluxo pelo maciço de terra, melhorando a estabilidade da estrutura e dando condições de aumentar a inclinação dos taludes da barragem.

A utilização de geogrelhas como elementos reforço tem finalidade de melhorar a estabilidade do talude de montante da barragem, dando condições de utilizar seções transversais mais esbeltas que aquelas sem reforço. Essa técnica foi aplicada com e sem geomembrana nas situações decut-offe na face de montante. Nesses estudos buscou-se determinar a resistência nominal do reforço, necessária para garantir a segurança dos taludes, para as condições de rebaixamento e final de construção.

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Tabela 4.3: Configuração das alternativas avaliadas.

Alt

uras

(m

)

Geo

grel

ha c

omo

Ref

orço

Geo

mem

bran

a na

fa

ce

Geo

mem

bran

a co

mo

cut-

off

Geo

mem

bran

a co

mo

tape

te a

mon

tant

e

10, 25 e 50 Barragens de referência

10, 25 e 50 X

10, 25 e 50 X X

10, 25 e 50 X X

10, 25 e 50 X

10, 25 e 50 X X

10, 25 e 50 X X X

Para as alternativas que contemplou o uso de

geogrelhas como elementos de reforço, foram avaliados taludes de montante com inclinações iguais a: 2V:1H; 1V,5:1H; 1V:1H e 1V:1,5H.

4.2.4 Custos de Construção

Para calcular os custos unitários de construção das alternativas avaliadas, foram levantados os custos dos materiais geossintéticos, praticados no mercado brasileiro em meados de 2011. O custo da geomembrana utilizado neste estudo foi de R$16, 00/m². Os custos unitários dos elementos de reforço (geogrelhas) é função de sua resistência nominal, que está indicado na O custo unitário de aterro compactado foi determinado com base em uma consulta informal a uma empresa proprietária de uma barragem de grande porte em construção no Brasil. Para os cálculos de custos das alternativas, utilizou-se um custo unitário igual a R$15, 20/m³ de aterro compactado. Esse valor envolve operações de escavação, transporte, preparação e compactação de solo. Tabela 4.4. Os valores apresentados são valores médios dentre diversos produtos comercializados no mercado.

O custo unitário de aterro compactado foi determinado com base em uma consulta informal a uma empresa proprietária de uma barragem de grande porte em construção no Brasil. Para os cálculos de custos das alternativas, utilizou-se um custo unitário igual a R$15, 20/m³ de aterro compactado. Esse valor envolve operações de escavação, transporte, preparação e compactação de solo.

Tabela 4.4: Custos unitários de geogrelhas.

Resistência nominal (kN)

Custo unitário (R$/m²)

20 9,86 35 13,52 55 17,60 80 22,13

110 27,26 150 35,16 200 37,63

4.3 Apresentação e discussão dos resultados

Foram realizadas análises de fluxo e estabilidade dos taludes de jusante para as alternativas propostas na

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Tabela 4.3. Após uma avaliação dos dados das análises realizadas, percebeu-se que, considerando as condições e parâmetros adotados para o estudo, a inclinação do talude de jusante para barragens de mesma altura foi sempre a mesma. Isso ocorreu pelo fato de não terem sido utilizados reforços no talude de jusante, bem como pelo fato da presença de um tapete drenante no espaldar de jusante ter garantido uma posição baixa para a superfície freática, mesmo nas alternativas que não se considerou o uso de geomembrana na face de montante da barragem. Os resultados podem ser observados na Tabela 4.5.

Na Tabela 4.6 são apresentados os tempos de rebaixamento do reservatório para a barragem de referência, obtidos conforme procedimento descrito anteriormente. Esses tempos de rebaixamento foram mantidos em todas as outras análises, de acordo com a altura considerada da barragem. Na tabela, são apresentadas ainda as áreas das seções transversais para as alturas avaliadas. Essas áreas servirão como base de comparação de custos com outrasalternativas que consideram o uso de geossintéticos.

Tabela 4.5: Inclinação e fatores de segurança dos taludes de jusante

Altura (m) Inclinação FS funcionam. FS final const.

10 1V:1,4H 1,50 1,50

25 1V:1,8H 1,50 1,50

50 1V:2,0H 1,50 1,50

Tabela 4.6: Resultados das análises para as barragens de referência

Alt

erna

tiva

Alt

ura

(m)

Incl

inaç

ão d

o ta

lude

de

mon

tant

e

FS

reba

ixam

ento

Áre

a (m

²)

Tem

po d

e re

baix

amen

to

10 1V:3,0H 1,20 260 7 d 25 1V:3,0H 1,20 1637,5 33 d

Sem

Geo

embr

ana

50 1V:3,0H 1,20 6575 10 m 4.3.1 Aplicação de Geomembrana

Com a aplicação de geomembrana na face de montante conseguiu-se uma alteração significativa na posição da linha freática da barragem, tornando o talude estável e podendo ser mais íngreme. Com o talude mais íngreme a área da seção transversal da barragem pode ser reduzida, diminuindo os custos de construção. A Figura 4.4mostra a posição da linha freática para a barragem com 25m de altura com reservatório cheio, com a presença de geomembrana enquanto aFigura 4.5mostra, também para reservatório cheio, sem a presença do geossintético.

Distância Horizontal (m)

0 2 4 6 8 10121416 182022 24262830 32343638 404244 46485052 54565860 626466 68707274 76788082 848688 90929496 98 102 106 110 114 118 122 126 130 134 138 142 146

Altu

ra (

m)

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

32

34

Figura 4.4: Barragem com geomembrana na face

Distância Horizontal (m)

0 2 4 6 8 10121416 182022 24262830 32343638 404244 46485052 54565860 626466 68707274 76788082 848688 90929496 98 102 106 110 114 118 122 126 130 134 138 142 146

Altu

ra (

m)

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

32

34

Figura 4.5: Barragem sem geomembrana

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Para a primeira solução avaliada, sem uso de geossintéticos, a condição de rebaixamento rápido do reservatório se apresentou como condição crítica, porém após a introdução da geomembrana conseguiu-se garantir a estabilidade do talude de montante para a condição de rebaixamento rápido com inclinação maior. Se fosse considerada somente a situação de rebaixamento rápido o talude de montante seria estável mesmo com inclinações maiores, porém instável para a condição de final de construção, de forma que a condição crítica passou a ser esta última. Mesmo assim, as seções avaliadas apresentaram resultados melhores que a situação de referência. Esses resultados são apresentados na Tabela 4.5.

Avaliou-se, também, uma situação considerando o uso de tapete impermeável a montante e geomembrana na face. O comprimento adotado para o tapete impermeável foi igual a 1, 5 vezes a altura da barragem. Os resultados encontraram-se apresentados na Tabela 4.8. A aplicação do tapete prolongado, assim como a situação anterior, melhorou a estabilidade no que diz respeito ao rebaixamento, porém o final de construção continuou sendo a situação crítica e impediu o aumento da inclinação do talude de montante.

Para a condição de final de construção, a utilização de geomembranas no talude de montante não influencia os fatores de segurança encontrados, pois, nestas condições, não há presença de água no maciço e o talude deve que se manter estável apenas pelas características mecânicas do solo. Devido a isso, para essa alternativa, foram obtidas as mesmas inclinações para o talude de montante quando se empregou geomembrana somente na face do talude. Assim, a utilização de geomembrana apenas na face demonstra ser a solução mais interessante, haja vista que não há necessidade de utilizar material para

execução do tapete que proporcionaria um custo maior.

Avaliou-se o uso de geomembrana como trincheira impermeabilizante, também conhecido como “cut-off”, associada ao uso de geomembrana na face de montante. A área de escavação do cut-offfoi de 140m², com declividade de 1:1 como apresentado na Figura 4.6 e os resultados obtidos dessa situação mostrados na Tabela 4.9.

Figura 4.6: Esquema ilustrativo do uso de geomembrana como trincheira impermeabilizante.

Nessa situação conseguiu-se eliminar o fluxo de

água dentro do maciço de solo, o que é muito significativo para a estabilidade do talude, mas também se obteve como situação crítica o final de construção, de forma que a área da seção teve sua redução limitada. Isso em conjunto com a área escavada do cut-off a mais, proporcionaram um aumento da quantidade de solo para aterro e para a barragem de 10m de altura essa solução não se apresentou viável. Mesmo para as outras alturas essa situação não se mostrou interessante e a geomembrana apenas na face permaneceu sendo a com melhor resultado.

Tabela 4.7: Resultados das análises para alternativa de uso de geomembrana na face

Alternativa Altura

(m)

Inclinação do talude de montante

FS rebaixamento

FS final de

construção

Área (m²)

Redução da área

(m²)

Redução da área (%)

10 1V:1,0H 1,28 1,30 159 101 40 25 1V:1,4H 1,28 1,30 1137,5 500 30

Geomembranana Face

50 1V:1,6H 1,34 1,30 4925 1650 25

Tabela 4.8: Resultados das análises para alternativa de uso de geomembrana como tapete impermeável a montante.

Alternativa Altura

(m)

Inclinação do talude de montante

FS rebaixamento

FS final de

construção

Área (m²)

Redução da área

(m²)

Redução da área (%)

10 1V:1,0H 1,30 1,30 159 101 39 Geomembranana Face e Tapete

Prolongado 25 1V:1,4H 1,32 1,30 1137,5 500 30

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50 1V:1,6H 1,34 1,30 4925 1650 25

Tabela 4.9: Resultados das análises para alternativa de uso de geomembrana como trincheira impermeabilizante

Alternativa Altura

(m)

Inclinação do talude de montante

FS rebaixamento

FS final de

construção

Área (m²)

Redução da área

(m²)

Redução da área (%)

10 1V:1,0H 1,34 1,30 299 -39 -15 25 1V:1,4H 1,34 1,30 1277,5 360 22

Geomembrana na Face e cut-off 50 1V:1,6H 1,34 1,30 5065 1510 23

4.3.2 Aplicação de Geogrelha

Com o uso de geogrelha como reforço, é possível utilizar taludes de montante mais inclinados e, consequentemente, reduzir a área da seção transversal da barragem. Apesar disso, verificou-se que o custo aumentou devido ao uso dos reforços. A Tabela 4.10apresenta os resultados obtidos das análises para as alternativas que consideram a utilização de elementos de reforço, com e sem a presença de geomembrana.

Para os casos avaliados, a condição crítica também foi a de final de construção, de modo a limitar o aumento da inclinação do talude de montante. Nota-se que, para a alternativa sem uso de geomembrana, a presença do reforço demonstrou ótimo efeito, pois, com pouco uso de reforço, foi

possível obter uma seção bem próxima à obtida com o uso apenas de geomembrana, sem reforço.

4.3.3 Avaliação Econômica

A Tabela 4.11 mostra os resultados de custos unitários obtidos para a situação de referência enquanto aTabela 4.12apresenta os resultados dos custos unitários para as situações que utilizaram apenas geomembrana. Nestas tabelas são apresentadas ainda informações adicionais, tais como a altura da barragem, a área da seção transversal, a consumo de geomembrana (GM), etc.

Pode-se notar da Tabela 4.12 que, com exceção de um caso, o uso de geomembrana na face do talude de montante das barragens se mostrou uma alternativa viável e interessante sob o ponto de vista econômico, sem alteração nos níveis de segurança das seções avaliadas.

Tabela 4.10: Resultados das análises para as alternativas que consideram o uso de reforço.

Talude de Montante Quantidades (m²/m)

BarragemAltura (m)

Situação InclinaçãoTaludeJusante Resistência à tração (kN/m)

FS rebaixamento

FS final

const. Reforço GM

Área (m²)

Redução da área (m²)

2V:1H 80 1,25 1,30 13,5 0 135 125 1V,5:1H 55 1,26 1,31 20,0 0 143 117

1V:1H 20 1,22 1,37 12,0 0 160 100 SemGeomembrana

1V:1,5H 20 1,22 1,70 7,0 0 185 75

2V:1H 80 1,28 1,30 13,5 11 135 125

1V,5:1H 55 1,31 1,31 20,0 12 143 117

1V:1H 0 1,30 1,30 0 14 160 100

Com Geomembranana face

1V:1,5H 0 1,64 1,70 0 18 185 75

2V:1H 80 1,31 1,30 13,5 25 275 -15

1V,5:1H 55 1,33 1,31 20,0 26 283 -23

1V:1H 0 1,36 1,30 0 28 300 -40

10m

Com Geomembrana como “cut-off”

1V:1,5H 0 1,76 1,70 0 32 325 -65

2V:1H 150 1,32 1,30 305 0 856,25 781,25 1V,5:1H 110 1,26 1,30 330 0 912,50 725,00

1V:1H 80 1,27 1,30 284 0 1012,50 625,00 SemGeomembrana

1V:1,5H 0 1,28 1,36 0 0 1168,75 468,75

2V:1H 150 1,32 1,30 305 28 856,25 781,25

1V,5:1H 110 1,28 1,30 305 30 912,50 725,00

1V:1H 80 1,28 1,30 284 35 1012,50 625,00

25m

Com Geomembranana face

1V:1,5H 0 1,28 1,36 0 45 1168,75 468,75

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2V:1H 150 1,36 1,30 305 42 996,25 641,25

1V,5:1H 110 1,33 1,30 305 44 1052,50 585,00

1V:1H 80 1,36 1,30 284 49 1152,50 485,00

Com Geomembrana como “cut-off”

1V:1,5H 0 1,41 1,36 0 59 1308,75 328,75

2V:1H 200 1,30 1,30 1285 0 3450 3125 1V,5:1H 150 1,29 1,30 1420 0 3658 2917

1V:1H 110 1,20 1,36 1430 0 4075 2500 SemGeomembrana

1V:1,5H 80 1,20 1,40 1032 0 4700 1875

2V:1H 200 1,32 1,30 1285 56 3450 3125

1V,5:1H 150 1,30 1,30 1380 60 3658 2917

1V:1H 110 1,30 1,30 1340 70 4075 2500

Com Geomembranana face

1V:1,5H 80 1,26 1,30 550 90 4700 1875

2V:1H 200 1,35 1,30 1285 70 3590 2985

1V,5:1H 150 1,33 1,30 1380 74 3798 2777

1V:1H 110 1,37 1,30 1340 84 4215 2360

50m

Com Geomembrana como “cut-off”

1V:1,5H 80 1,38 1,30 550 104 4840 1735

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Tabela 4.11: Custos unitários das Barragens de Referência (sem geossintéticos).

Alternativa Altura

(m) Área da

seção (m²) Custounitário

(R$/m)

10 260 3.952,00

25 1637,5 24.890,00 SemGeomembrana

50 6575 99.940,00

Na Tabela 4.13 são apresentados os custos para as barragens que utilizaram reforço. Também nestes casos, observa-se que o uso de geossintéticos com função de reforço, ou combinados com outros geossintéticos com função de impermeabilização, resultou em reduções nos custos de construção. O maior percentual de redução obtido foi de 57, 5%, quando se utilizou somente reforço.

Tabela 4.12: Custos unitários das alternativas que utilizam geomembrana. Custos (R$)

Alternativa Altura

(m)

Inclin. Taludemonta

nte

GM (m)

Área (m²) GM Aterro

Custounitário (R$/m)

Redução do custo (%)

10 1V:1,0H 14 159 224,00 2.416,80 2.640,80 33,2 25 1V:1,4H 43 1137,5 688,00 17.290,00 17.978,00 27,8 GM na Face

50 1V:1,6H 95 4925 1.520,00 74.860,00 76.380,00 23,6 10 1V:1,0H 29 159 464,00 2.416,80 2.880,80 27,1 25 1V:1,4H 80 1137,5 1.280,00 17.290,00 18.570,00 25,4

GM na Face e Tapete

50 1V:1,6H 170 4925 2.720,00 74.860,00 77.580,00 22,4 10 1V:1,0H 28 299 448,00 4.544,80 4.992,80 -26,3 25 1V:1,4H 57 1277,5 912,00 19.418,00 20.330,00 18,3

GM na Face e cut-off

50 1V:1,6H 109 5065 1.744,00 76.988,00 78.732,00 21,2

Tabela 4.13: Custos unitários das alternativas com reforço.

Comprimento (m)

Custos (R$) Altura

(m) Situação

Inclinação do taludemontante

Resist. tração (kN/m) Reforço GM

Área da seção

do aterro (m²)

Geossintéticos Aterro

Custounitário (R$/m)

Variação do custo

(%)

2V:1H 80 13,5 0 135 298,76 2.052,00 2.350,76 57,5 1V,5:1H 55 20 0 143 352,00 2.173,60 2.525,60 54,4 1V:1H 20 12 0 160 118,32 2.432,00 2.550,32 53,9

Sem GM

1V:1,5H 0 0 0 185 - 2.812,00 2.812,00 49,2 2V:1H 80 13,5 11 135 474,76 2.052,00 2.526,76 54,3

1V,5:1H 55 20 12 143 544,00 2.173,60 2.717,60 50,9 1V:1H 0 0 14 160 224,00 2.432,00 2.656,00 52,0

Com GM na

face 1V:1,5H 0 0 18 185 288,00 2.812,00 3.100,00 44,0 2V:1H 80 13,5 25 275 698,76 4.180,00 4.878,76 11,8

1V,5:1H 55 20 26 283 768,00 4.301,60 5.069,60 8,4 1V:1H 0 0 28 300 448,00 4.560,00 5.008,00 9,5

10m

Com GM e “cut-

off” 1V:1,5H 0 0 32 325 512,00 4.940,00 5.452,00 1,5 2V:1H 150 305 0 856,25 10.723,80 13.015,00 23.738,80 31,9

1V,5:1H 110 330 0 912,5 8.995,80 13.870,00 22.865,80 34,4 1V:1H 80 284 0 1012,5 6.284,92 15.390,00 21.674,92 37,8

Sem GM

1V:1,5H 0 0 0 1168,75 - 17.765,00 17.765,00 49,0 2V:1H 150 305 28 856,25 11.171,80 13.015,00 24.186,80 30,6

1V,5:1H 110 305 30 912,5 8.794,30 13.870,00 22.664,30 35,0 1V:1H 80 284 35 1012,5 6.844,92 15.390,00 22.234,92 36,2

Com GM na

face 1V:1,5H 0 0 45 1168,75 720,00 17.765,00 18.485,00 47,0 2V:1H 150 305 42 996,25 11.395,80 15.143,00 26.538,80 23,8

1V,5:1H 110 305 44 1052,5 9.018,30 15.998,00 25.016,30 28,2

25m

Com GM e “cut- 1V:1H 80 284 49 1152,5 7.068,92 17.518,00 24.586,92 29,4

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off” 1V:1,5H 0 0 59 1308,75 944,00 19.893,00 20.837,00 40,2 2V:1H 200 1285 0 3450 48.354,55 52.440,00 100.794,55 28,0

1V,5:1H 150 1420 0 3658 49.927,20 55.601,60 105.528,80 24,6 1V:1H 110 1430 0 4075 38.981,80 61.940,00 100.921,80 27,9

Sem GM

1V:1,5H 80 1032 0 4700 22.838,16 71.440,00 94.278,16 32,6 2V:1H 200 1285 56 3450 49.250,55 52.440,00 101.690,55 27,3

1V,5:1H 150 1380 60 3658 49.480,80 55.601,60 105.082,40 24,9 1V:1H 110 1340 70 4075 37.648,40 61.940,00 99.588,40 28,8

Com GM na

face 1V:1,5H 80 550 90 4700 13.611,50 71.440,00 85.051,50 39,2 2V:1H 200 1285 70 3590 49.474,55 54.568,00 104.042,55 25,6

1V,5:1H 150 1380 74 3798 49.704,80 57.729,60 107.434,40 23,2 1V:1H 110 1340 84 4215 37.872,40 64.068,00 101.940,40 27,1

50m

Com GM e “cut-

off” 1V:1,5H 80 550 104 4840 13.835,50 73.568,00 87.403,50 37,5

4.4 Conclusões do estudo 3

Do exposto neste trabalho pode-se concluir com relação à aplicação de geossintético em barragens de terra que:

• A aplicação de geossintéticos de forma adequada e bem dimensionados em barragens de terra gera reduções significativas nos custos finais da obra.

• De uma forma geral, quanto menor a altura da barragem, maior o potencial para redução de custos, quando se utilizam geossintéticos com elementos de impermeabilização ou reforço.

• O uso de geomembranas como elemento de impermeabilização da face de montante se mostrou uma solução vantajosa sob o ponto de vista econômico. As reduções de custos de construção foram em torno de 20% atingindo 30% na barragem mais baixa.

• No uso de geomembranas como elemento de impermeabilização da face de montante associada com reforço conseguiu-se uma redução do custo em torno de 50% na barragem mais baixa e de 35% nas maiores.

• O uso de geomembrana somente não se mostrou viável quando se considerou a construção de um cut-off impermeabilizado com geomembrana. Nestes casos, os custos de escavação e reaterro do cut-off foram os responsáveis pelo aumento nos custos da solução.

• O uso de geossintéticos como elementos de reforço também se mostrou uma alternativa viável sob o ponto de vista econômico, sendo útil, principalmente, para combater o mecanismo de ruptura por rebaixamento rápido do reservatório.

• 4.5 Referências bibliográficas

ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR 12553 – Geossintéticos – Terminologia. 2003.

ICOLD – International Commission of Large Dams. Reinforced Rockfill and Reinforced Fill for Fams – Bulletin 89. Paris, 1993.

PEREIRA, K. G. Avaliação Técnica e Econômica do Uso de Geossintéticos em Barragens de Terra. Relatório de Iniciação Científica. Curitiba: UFPR – Universidade Federal do Paraná, 2010.

GIOCONDO, M. A. Estudo Técnico-Econômico da Utilização de Geossintéticos em Barragens de Terra. Trabalho de Conclusão de Curso. Londrina: UEL – Universidade de Londrina, 2007.

5 PESQUISA 4 –AVALIAÇÃO DE MECANISMOS COM POTENCIAL DE

REDUÇÃO DO FATOR DE SEGURANÇA EM BARRAGENS QUE EMPREGAM

GEOSSINTÉTICOS

As alternativas que se mostraram mais viáveis na “Pesquisa 3 - Avaliação técnica e econômica do uso de geossintéticos em barragens” foram estudadas em maior profundidade, procurando-se avaliar o potencial de redução dos fatores de segurança na eventualidade de ocorrência de rasgos nas geomembrana, e o potencial para ocorrência de tombamento e fraturamento hidráulico nas barragens muito esbeltas, com taludes reforçados.

5.1 Análises realizadas

Para esse estudo, foram usados os módulos Seep/w, Slope/w e Sigma/w do pacote GeoStudio 2007, o qual possibilita análises de percolação, estabilidade, tensão e deformação.

Baseado na avaliação técnica e econômica do uso de geossintético em barragem de terra, apresentada na Pesquisa 3 deste capítulo, definiu-se as geometrias mais viáveis, com as quais foram feitas as análises.

Os parâmetros geotécnicos adotados e geometrias avaliadas são os mesmo apresentados no item 4.2.1.

5.1.1 Análise de Percolação

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24

Essas análises foram realizadas com o objetivo de avaliar as consequências da ocorrência eventual de rasgos na geomembrana instalada na face de montante da barragem. Procurou-se avaliar o efeito da presença e posição do rasgo na posição da linha freática dentro do maciço de terra, haja vista que isso tem influência direta na estabilidade dos taludes.

Para tal, variaram-se parâmetros como a altura da barragem, o número de rasgos, o tamanho do rasgo, a sua localização quanto à altura da barragem, e a superfície do talude coberta pela geomembrana.Na

Tabela 5.1 são apresentados os diferentes casos avaliados.

5.1.2 Análise de Estabilidade

As análises de estabilidade foram feitas para barragens com uso de geomembrana na face de montante, considerando a situação critica do rasgo no geossintético, com a finalidade de avaliar a sua influência na estabilidade do maciço. Foram realizadas análises de estabilidade de taludes para os mesmos casos avaliados nas análises de percolação.

Tabela 5.1: Casos analisados quando à ocorrência de rasgos.

Geometria

Cas

o

Alt

ura

(m)

Dec

livi

dade

do

talu

de

Núm

ero

de

rasg

os

Tam

anho

do

rasg

o Localização do rasgo

1 10 1:1 1 0,5m meia altura

2 25 1:1,4 1 0,5m meia altura

3 25 1:1,4 1 1,0m meia altura

4 25 1:1,4 1 1,5m meia altura

5 25 1:1,4 1 0,5m 1/3 superior da

altura

6 25 1:1,4 1 0,5m 1/3 inferior da

altura

7 25 1:1,4 2 0,5m 1/3 da altura

8 25 1:1,4 3 0,5m 1/4 da altura

9 50 1:1,6 1 0,5m meia altura

10 25 1:1,4 - - 50% da área

superior

11 25 1:1,4 - - 60% da área

superior

12 25 1:1,4 - - 70% da área

superior

13 25 1:1,4 - - 80% da área

superior

14 25 1:1,4 - - 90% da área

superior

15 25 1:1,4 - - -

O objetivo destas análises foi avaliar o impacto da ocorrência de rasgos na geomembrana nos fatores

de segurança dos taludes da barragem, bem como identificar a conformação mais severa destes rasgos no que diz respeito à estabilidade dos taludes.

Para a avaliação, foram avaliados parâmetros como a altura da barragem e a localização do furo, para as situações de funcionamento da barragem e rebaixamento rápido, ou seja, avaliando a superfície de ruptura nos taludes de jusante e montante, respectivamente.Na Tabela 5.2são apresentados os diferentes casos avaliados:

Tabela 5.2: Casos analisados quanto à estabilidade de taludes.

Geometria

Caso

Alt

ura

(m)

Dec

livi

dade

do

talu

de

Núm

ero

de

rasg

os

Tam

anho

do

rasg

o

Localização do rasgo

1 10 1:1 1 0,5m meia altura

2 25 1:1,4 1 0,5m meia altura

3 50 1:1,6 1 0,5m meia altura

4 10 1:1 1 0,5m 1/3 superior da altura

5 25 1:1,4 1 0,5m 1/3 superior da altura

6 50 1:1,6 1 0,5m 1/3 superior da altura

7 25 1:1,4 1 0,5m 1/3 inferior da altura

8 50 1:1,6 1 0,5m 1/3 inferior da altura

Fun

cion

amen

to

9 25 1:1,4 - - -

10 10 1:1 1 0,5m meia altura

11 25 1:1,4 1 0,5m meia altura

12 50 1:1,6 1 0,5m meia altura

13 10 1:1 1 0,5m 1/3 superior da altura

14 25 1:1,4 1 0,5m 1/3 superior da altura

15 50 1:1,6 1 0,5m 1/3 superior da altura

16 25 1:1,4 1 0,5m 1/3 inferior da altura

17 50 1:1,6 1 0,5m 1/3 inferior da altura

Reb

aixa

men

to r

ápid

o

18 25 1:1,4 - - -

5.1.3 Análises de Tensão e Deformação

Essas análises foram realizadas com o objetivo de avaliar as consequências de se utilizar taludes demasiadamente íngremes na barragem, o que pode ser conseguido com o reforço de solo com uso de geossintéticos. Nestas análises, procurou-se avaliar os níveis de tensões normais verticais na base da barragem, uma vez que baixos níveis de tensão vertical podem indicar a possibilidade de tombamento do maciço ou a possibilidade de ocorrência de fraturamento hidráulico do solo, causado pela água do reservatório com pressões eventualmente superiores às tensões totais.

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25

Como parâmetros de avaliação foram arbitradas seis declividades para os taludes de montante e jusante, para uma barragem com 50 metros de altura.Os casos analisados são apresentados naTabela 5.3 Tabela 5.3: Casos analisados quanto às tensões no maciço.

Caso Altura da

barragem (m) Inclinação dos taludes

1 50 1,0V:2,0H 2 50 1,0V:1,6H 3 50 1,0V:1,5H 4 50 1,0V:1,4H 5 50 1,0V:1,0H 6 50 1,5V:1,0H

5.2 Apresentação e discussão dos resultados

5.2.1 Barragem de Referência

As analises referentes à utilização de geomembrana no talude de montante foram feitas inicialmente para uma barragem de referência, sem utilização de geomembrana, com altura de 25m e declividade do talude de montante de 1V:1,4H.

Os fatores de segurança obtidos para o talude de jusante na condição de funcionamento e para o talude de montante na condição de rebaixamento rápido do reservatório foram iguais a 1, 56 e 0, 94, respectivamente.

5.2.2 Análises de Percolação

Foram realizadas análises de percolação para os casos 1 a 15, apresentados na Tabela 5.1.

Analisando os casos em que é considerada a existência de rasgo na geomembrana, Casos 1 a10, percebeu-se que a entrada da linha freática sempre esteve acima da posição do rasgo, sendo que nos casos em que o número de rasgos varia entre um, dois e três, a entrada da freática encontra-se acima do furo mais alto. Para melhor ilustrar esses resultados apresenta-se aFigura 5.1.

Nesta figura, são plotadas as alturas relativas da entrada da freática (Hf/H) no maciço em função da altura relativa do rasgo na posição mais alta (Hr/H). Sendo Hf a distância vertical entre a entrada da linha freática e o pé do talude de montante da barragem, Hr a distância vertical entre a posição do rasgo mais alto e o pé do talude de montante e H a altura total da barragem. A figura demonstra que quanto mais alta for a posição do rasgo, mais alta será a posição da linha freática, independentemente do número de rasgos que possam existir na geomembrana e da abertura do rasgo.

Altura da Linha Freática

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0,33 0,5 0,67

Hr/H

Hf/

H

10 m

25 m

50 m

Figura 5.1: Altura relativa da entrada da linha freática (Hf/H) em função da posição relativa do rasgo (Hr/H)

Analisando especificamente os Casos 10 a 15,

onde o percentual de cobertura de geomembrana na face do talude de montante varia de 50 a 100%, desconsiderando possíveis rasgos, nota-se que a freática não apresenta alteração significativa de altura, como mostra aFigura 5.2, que apresenta a altura da entrada da linha freática (Hf) em função da superfície coberta pelo geossintético. Convêm informar aqui que a altura da barragem nos casos avaliados é H = 25 metros.

A diferença máxima entre as posições da entrada da linha freática, para os casos avaliados, é algo em torno de 3, 5 metros.

Altura da Freática em Função da Superfície Coberta por

Geomembrana

10

11

12

13

14

15

5060708090100 Área com aplicação de GM

Alt

ura

da

Fre

átic

a

Figura 5.2: Altura da entrada da linha freática em função do percentual de da superfície do talude de montante coberta por geomembrana.

Desta forma, pode-se concluir que a maior

influência de um rasgo na geomembrana está relacionada com a sua posição, interferindo negativamente na altura da linha freática e, consequentemente, afetando a estabilidade do maciço, pouco influenciando o número de rasgos ou o seu tamanho. Com relação à superfície do talude coberta por geomembrana, conclui-se que a colocação deste material apenas na metade superior da barragem já se mostra suficiente para reduzir problemas de percolação e instabilidade, gerando assim uma maior economia.

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5.2.3 Análise de Estabilidade

Para todos os casos analisadas, segundo a condição de funcionamento em regime permanente (talude de jusante), o fator de segurança resultou em 1, 5 e permaneceu inalterado independentemente da posição e abertura do rasgo, e das alturas da barragem.

Analisando os resultados de estabilidade para os casos de rebaixamento rápido (talude de montante), o fator de segurança variou de 1, 1 a 1, 3, sendo que os menores valores encontrados foram nas barragens de 50 metros, independente do local do rasgo.

As Figuras 5.3e 5.4mostram os valores dos fatores de segurança em função da relação entre a altura do rasgo e a altura da barragem (Hr/H).

Fator de segurança

1,5

1,52

1,54

1,56

1,58

1,6

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

Hr/H

FS

10 m

25 m

50 m

Figura 5.3: Fatores de segurança do talude de jusante para a condição de funcionamento em função da altura relativa do rasgo (Hr/H).

Fator de Segurança

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0 0,2 0,4 0,6 0,8

Hr/H

FS

10 m

25 m

50 m

Figura 5.4: Fatores de segurança do talude de montante para a condição de rebaixamento rápido em função da altura relativa do rasgo (Hr/H).

Com relação à posição da superfície potencial

crítica de ruptura no talude de jusante, notou-se que ela se situa em posição superior à linha freática, haja vista que a presença do tapete drenante no espaldar de jusante da barragem promove o rebaixamento completo da linha freática a partir do eixo da barragem, independentemente da presença ou não de rasgos na geomembrana. Desta forma, conclui-se que mesmo ocorrendo um rasgo na geomembrana a

freática fica sempre distante da superfície critica de ruptura do talude de jusante, não influenciando os fatores de segurança do talude de jusante.

5.2.4 Análises de Tensões

As análises de tensões foram realizadas com o objetivo de avaliar a possibilidade de ocorrência de tensões totais inferiores às pressões de água no reservatório, no caso das barragens com taludes muito íngremes, com estabilidade garantida pelos elementos de reforço. A possibilidade de ocorrência de tensões efetivas menores que zero poderiam induzir a ocorrência de fraturamento hidráulico, ou mesmo o tombamento da barragem.

Assim sendo, com base nos resultados das análises de tensões, foram elaborados gráficos que apresentam os valores de tensões normais verticais efetivas ao longo do contato maciço – fundação. Para os casos analisados, constatou-se a possibilidade de ocorrência de tensões normais com valores negativos, indicando a ocorrência de tração na região do pé do talude de montante. As Figuras 5.5 a 5.10apresentam os valores de tensões normais efetivas no contato maciço – fundação.

Y-E

ffec

tive S

tre

ss

X

-200

0

200

400

600

800

1000

0 50 100 150 200 250

Figura 5.5: Tensões normais verticais efetivas ao longo do contato maciço – fundação para o Caso 1.

Y-E

ffe

cti

ve S

tres

s

X

-200

0

200

400

600

800

1000

0 50 100 150 200 250

Figura 5.6: Tensões normais verticais efetivas ao longo do contato maciço – fundação para o Caso 2.

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Y-E

ffe

cti

ve S

tres

s

X

-200

0

200

400

600

800

1000

0 50 100 150 200

Figura 5.7: Tensões normais verticais efetivas ao longo do contato maciço – fundação para o Caso 3.

Y-E

ffec

tive

Str

es

s

X

-200

0

200

400

600

800

1000

0 50 100 150 200

Figura 5.8: Tensões normais verticais efetivas ao longo do contato maciço – fundação para o Caso 4.

Y-E

ffe

ctive S

tre

ss

X

-200

0

200

400

600

800

1000

0 50 100 150

Figura 5.9: Tensões normais verticais efetivas ao longo do contato maciço – fundação para o Caso 5.

Y-E

ffe

cti

ve S

tres

s

X

-200

0

200

400

600

800

0 50 100 150

Figura 5.10: Tensões normais verticais efetivas ao longo do contato maciço – fundação para o Caso 6.

Desta forma pode-se concluir que quanto maior a

declividade dos taludes, maiores serão as sub-pressões no pé de montante do maciço, o que pode ocasionar ruptura hidráulica e possível tombamento da estrutura.

A Figura 5.11apresenta os máximos valores das tensões de tração no contato maciço - fundação, em função da inclinação do talude (Hv/Hh).

0

20

40

60

80

100

120

140

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00

Hv/Hh

Te

ns

ão

de

Tra

çã

o

Figura 5.11: Tensões máximas de tração (kPa) no contato maciço – fundação em função da inclinação dos taludes da barragem.

Nota-se da figura que quanto mais inclinados

forem os taludes da barragem, ou seja, quanto mais a barragem for esbelta, maiores são as tensões de tração no pé do talude de montante. Isso indica a possibilidade de ocorrência de fraturamento hidráulico, aumentando as sub-pressões no maciço, podendo levar a estrutura ao tombamento. Assim, pode-se dizer que a utilização de reforço para aumentar demasiadamente a inclinação dos taludes pode não ser conveniente.

5.3 Conclusões do estudo 4

Face aos resultados obtidos neste estudo, pode-se delinear as seguintes conclusões:

• Os geossintéticos são uma nova família de materiais de construção, cuja utilização vem se mostrando cada vez mais constante e promissora.

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Com base na elaboração das análises de fluxo e tensão, é possível concluir que uso de geomembranas em barragem de terra pode ser recomendável e viável.

• A vantagem do uso desse tipo de material em barragens se deve ao fato de que a impermeabilização da face do talude de montante reduz o fluxo de água no interior do maciço da barragem e, consequentemente, proporciona uma maior estabilidade à estrutura.

• Com relação à ocorrência de rasgos nas geomembranas instaladas na face do talude de montante, pode-se dizer que a posição do rasgo tem influencia na posição da linha freática no maciço. No entanto, a largura do rasgo e o número de rasgos têm pouca influência.

• Rasgos que ocorrem em posições mais altas no talude de montante podem elevar a posição da linha freática. Porém os rasgos que ocorrem em posições mais baixas, têm menor influência na posição da linha freática.

• Considerando que nas análises de percolação as linhas freáticas permaneceram em todos os casos acima da metade da altura da barragem, recomenda-se para uma maior economia, a colocação de geomembranas apenas nessa região (metade superior do talude de montante da barragem).

• A utilização de solo reforçado com geossintéticos, visando obter taludes muito íngremes, deve ser feita com bastante cautela. Existe a possibilidade de aparecimento de tensões efetivas negativas no pé do talude de montante, que podem conduzir à ruptura hidráulica do solo que, ao propagar-se, pode provocar tombamento do maciço.

• Para garantir que as conclusões encontradas neste estudo sejam válidas, é necessário usar um procedimento construtivo que evite a ocorrência de fluxo paralelo ao plano das geomembranas, em caso de rasgos.

5.4 Referências bibliográficas

GEOSTUDIO, 2007.Slope/W User’s Guide.Edmonton, Canadá: GeoSlope Inc. Disponível em <http://www.geo-slope.com>. Acesso em julho de 2011.