Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico
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Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Daniel João Silva Cardoso de Sousa Dissertação submetida para satisfação parcial dos requisitos do grau de MESTRE EM ENGENHARIA CIVIL — ESPECIALIZAÇÃO EM GEOTECNIA Orientador: Professor Doutor Eduardo Manuel Cabrita Fortunato FEVEREIRO DE 2013
MESTRADO INTEGRADO EM ENGENHARIA CIVIL 2012/2013 DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA CIVIL Tel. +351-22-508 1901 Fax +351-22-508 1446 [email protected] Editado por FACULDADE DE ENGENHARIA DA UNIVERSIDADE DO PORTO Rua Dr. Roberto Frias 4200-465 PORTO Portugal Tel. +351-22-508 1400 Fax +351-22-508 1440 [email protected] http://www.fe.up.pt Reproduções parciais deste documento serão autorizadas na condição que seja mencionado o Autor e feita referência a Mestrado Integrado em Engenharia Civil - 2012/2013 - Departamento de Engenharia Civil, Faculdade de Engenharia da Universidade do Porto, Porto, Portugal, 2013. As opiniões e informações incluídas neste documento representam unicamente o ponto de vista do respetivo Autor, não podendo o Editor aceitar qualquer responsabilidade legal ou outra em relação a erros ou omissões que possam existir. Este documento foi produzido a partir de versão eletrónica fornecida pelo respetivo Autor.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico AOS MEUS PAIS “O sucesso nasce do querer, da determinação e persistência em se chegar a um objetivo. Mesmo não atingindo o alvo, quem busca e vence obstáculos, no mínimo fará coisas admiráveis.” José de Alencar
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão i AGRADECIMENTOS Concluído o presente trabalho, manifesto aqui o meu profundo agradecimento a todas as pessoas que das mais diversas formas contribuíram para que todos os objetivos fossem alcançados, em especial: Ao Professor Eduardo Fortunato, pela partilha do saber, pelas valiosas sugestões e análises críticas bem como pela bibliografia disponibilizada. A todos os meus amigos em especial, aos amigos e colegas de curso Carlos, Lino, Armindo, António, Cédric, André e Bruno pela amizade e sabedoria que me transmitiram ao longo do percurso académico desde o seu início, e por me apoiarem em todos os momentos. As épocas de exames tornavam-se mais fáceis, graças à entreajuda que sempre demonstrámos ter uns com os outros. Um agradecimento especial ao meu grande amigo Luís Nobre pela disponibilidade de material, que sempre me foi facultando ao longo de todo o percurso académico, bem como pelo convívio e companheirismo, sem a sua ajuda teria sido sem dúvida, bastante mais complicado. O meu sincero e grandioso obrigado. À turma de Geotecnia 2011-2012, que me acompanharam ao longo da última fase do meu curso, pela troca de ideias e ambiente alegre de convívio que me proporcionaram. E sobretudo, pelo apoio e ajuda incondicional, a todos os Professores que contribuíram positivamente para a minha formação, muito obrigado por tudo. À minha família, por todo o carinho, incentivo e preocupação demonstrada nesta etapa da minha vida, em especial aos meus pais. À Ana, pelo apoio que demonstrou em todas as horas, especialmente pela sua preciosa ajuda na leitura da dissertação, bem como pelo incontornável incentivo, para que não me deixasse abater nas horas de infortúnio.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão ii
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão iii RESUMO A presente trabalho tem como principal objetivo analisar o fenómeno da percolação que ocorre numa barragem de aterro. Quando se pretende construir uma barragem, a escolha do tipo de estrutura a construir depende, entre outros fatores, do relevo dos terrenos onde ela será implantada, dos materiais disponíveis nas redondezas, da natureza da fundação, da atividade sísmica e da finalidade do empreendimento. A decisão de construir uma barragem de aterro, conduz à necessidade de dispensar particular atenção às questões relacionadas com os geomateriais a utilizar. Quando a solução estrutural contempla um perfil misto, com um núcleo de solos argilosos, essa questão é ainda mais importante, pois o comportamento desse elemento influência de forma determinante o desempenho e a segurança da estrutura. Neste trabalho procedeu-se a uma revisão bibliográfica relacionada com o tema da erosão dos solos, em particular quando ela ocorre em barragens de aterro. Abordam-se essencialmente as características do fenómeno, a forma como se pode desenvolver e as características físicas e mecânicas dos materiais que são importantes na análise do mesmo. Discutem-se algumas questões relacionadas com o comportamento hidráulico das barragens de aterro, na medida em que o mesmo é importante, não só no que se refere ao cumprimento da função principal de retenção da água, mas também no que se relaciona com a estabilidade estrutural e a segurança do empreendimento. Realizaram-se diversos cálculos com um modelo numérico por elementos finitos, com os objetivos de modelar o comportamento hidráulico de um perfil de uma barragem de aterro, e de perceber a forma como esse comportamento é influenciado pelas características dos materiais que compõem a estrutura. Desenvolveu-se um estudo paramétrico, foram analisados os resultados obtidos e discutiram-se alguns dos aspetos mais relevantes do comportamento da estrutura. Por último, são apresentadas as principais conclusões do trabalho e propostas algumas ideias para desenvolvimento futuro, no âmbito deste tema. PALAVRAS-CHAVE: Barragem de aterro, permeabilidade, erosão interna, filtro, modelação numérica.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão x ÍNDICE DE FIGURAS Figura 2.1 – Barragem Romana de Cornalvo (Espanha,séc. I) (retirado de [2]) .................................... 6 Figura 2.2 – Barragem de Grand Coulee,Washington (retirado de [3]) .................................................. 6 Figura 2.3 – Barragem de Castelo de Bode (retirado de [4]) .................................................................. 7 Figura 2.4 – Distribuição mundial das grandes barragens (inclui todos os tipos) (adaptado de [5]) ...... 8 Figura 2.5 – Diferentes tipos estruturais de barragens existentes (adaptado de [6]) ............................. 8 Figura 2.6 – Perfil Tipo dos vários tipos de barragens de betão: : a) de Gravidade; b) de Arco (existem de arco com contrafortes, gravidade ou de abóbada); c) de Contrafortes (adaptado de [8]) ................. 9 Figura 3.1 – Tipos de perfis mais correntes nas barragens de aterro (adaptado de [12]) .................... 12 Figura 3.2 – Perfil homogéneo modificado com filtro vertical e tapete drenante (adaptado de [13]).... 13 Figura 3.3 – Desenho esquemático do perfil tipo de uma barragem com núcleo central (esquerda) e com núcleo inclinado (direita) (adaptado de [16]) ................................................................................. 14 Figura 3.4 – Desenho esquemático de um perfil tipo simplificado de uma barragem de aterro zonada (adaptado de [16]) ................................................................................................................................. 15 Figura 3.5 – Esquema de uma barragem de aterro com núcleo fendilhado (adaptado de [17]) .......... 16 Figura 3.6 – Esquema de escoamento concentrado numa fenda (adaptado de [17]) .......................... 16 Figura 3.7 – Relação entre a temperatura e o coeficiente de viscosidade (μ) (adaptado de [18]) ....... 19 Figura 3.8 – Curva de condutividade tipo (adaptado de [21]) ............................................................... 20 Figura 3.9 – Método gráfico para estimar ks (cm/s) (adaptado de [26]) ................................................ 22 Figura 3.10 – Relação entre os valores previstos e os valores medidos da permeabilidade (adaptado de [26]) ................................................................................................................................................... 23 Figura 3.11 – Gráfico que relaciona Ks estimado e Ks previsto através da equação (3.3) (adaptado de [26]) ........................................................................................................................................................ 24 Figura 3.12 – Análise gráfica dos diferentes modelos com base na equação (3.4) – comparação entre o valor medido/calculado e o valor previsto de Ks no ensaio (adaptado de [26]) ................................. 25 Figura 3.13 – Enquadramento da gestão do risco (adaptado de [28]) .................................................. 26 Figura 3.14 – Evolução do risco nas diversas fases da vida de uma barragem (adaptado de [30]) .... 28 Figura 3.15 – Ilustração de possíveis modos de rutura (adaptado de [31]) .......................................... 29 Figura 3.16 – Incertezas associadas à estimativa dos parâmetros geotécnicos (adaptado de [28]) ... 30 Figura 3.17 – Classificação das fendas segundo a sua localização e posição (baseado em [33]) ...... 32 Figura 3.18 – Várias formas de deteção de fendas .............................................................................. 32 Figura 3.19 – Perfil-tipo da barragem de Balderhead (adaptado de [34]) ............................................. 33 Figura 3.20 – Categorias de erosão em solos e rochas em função da tensão de corte (adaptado de [19]) ........................................................................................................................................................ 34 Figura 3.21 – Permeâmetro com o nível de água constante (adaptado de [19]) .................................. 35 Figura 3.22 – Forças aplicadas sobre um metro cúbico de solo submerso em condições hidrodinâmicas ....................................................................................................................................... 35 Figura 3.23 – Exemplo de blocos potencialmente instáveis (adaptado de [17]) ................................... 37 Figura 3.24 – Ocorrência de erosão interna por erosão regressiva (backward) (adaptada de [35]) .... 38 Figura 3.25 – Estágios de desenvolvimento de rutura de erosão interna por backward (1) progredindo depois para piping (2) (adaptado de [30]) ............................................................................................. 39 Figura 3.26 – Desenvolvimento do processo de piping numa barragem de aterro (adaptado de [19]) 40 Figura 3.27 – Mecanismo de formação de piping (adaptado de [30]) ................................................... 40 Figura 3.28 – Ruturas que levam a acidentes em barragens de aterro (estatística feita até1986, inclui apenas grandes barragens) (baseado em [1]) ...................................................................................... 41
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão xi Figura 3.29 – Representação do acidente por galgamento no coroamento da barragem (adaptado de [38]) ....................................................................................................................................................... 41 Figura 3.30 – Fenómenos observados durante a ocorrência de piping através do aterro (adaptado de [1]) ......................................................................................................................................................... 43 Figura 3.31 – Fenómenos observados durante a ocorrência de piping através da fundação (adaptado de [1]) .................................................................................................................................................... 44 Figura 3.32 – Exemplo de análise de sensibilidade que contempla o tempo de rutura e a largura da brecha (simulação de rutura parcial da barragem da Aguieira) (adaptado de [39]) ............................. 47 Figura 3.33 – Equilíbrio de uma partícula (adaptado de [14]) ............................................................... 47 Figura 3.34 – Pequena barragem que sofreu piping através da fundação (adaptado de [14]) ............ 48 Figura 3.35 – Dique que sofreu colapso parcial devido ao piping através das aberturas de um tubo de drenagem não devidamente protegido (adaptado de [14]) ................................................................... 49 Figura 3.36 – Filtros críticos e os critérios de projeto de filtros (adaptado de [36]) .............................. 49 Figura 3.37 – Interação de influência geométrica e hidráulicas (adaptado de [36]) ............................. 49 Figura 3.38 – Evolução da velocidade de erosão crítica versus o diâmetro das partículas para diferentes valores de porosidade (adaptado de [36])............................................................................ 51 Figura 3.39 – Terminologia aplicada à Árvore de Eventos (adaptado de [30]) .................................... 53 Figura 3.40 – Esboço da ocorrência de piping numa barragem de aterro (adaptado de [40]) ............. 55 Figura 3.41 – Esboço do trabalho desenvolvido por Bonelli e Benahmed (2010), retratando várias fases do processo da erosão por piping, desde o seu início até ao colpaso da estrutura (adaptado de [40]) ....................................................................................................................................................... 57 Figura 3.42 – Erosion Function Apparatus (adaptado de [19]) ............................................................. 58 Figura 3.43 – Jet Erosion Test realizado in situ (adaptado de [37]) ..................................................... 58 Figura 3.44 – Hole Erosion Test dispositivo desenvolvido pela Cemagref (adaptado de [37]) ............ 59 Figura 3.45 – Aspeto doTTPTA na sua posição de ensaio (adaptado de [42]) .................................... 60 Figura 3.46 – Registo do tempo decorrido para se dar o início do piping relacionando o diferencial de pressão (adaptado de [42]) ................................................................................................................... 61 Figura 3.47 – Valores da velocidade crítica em função da taxa de variação do fluxo de entrada, obtidos nos ensaios TTPTA (adaptado de [42]) .................................................................................... 62 Figura 3.48 – Velocidade crítica em função do ângulo de infiltração (adaptado de [42]) ..................... 62 Figura 3.49 – Geometria e condições fronteira do aterro estudado por Auvienet et al (adaptado de [19]) ....................................................................................................................................................... 63 Figura 3.50 – Vetores velocidade para dois intervalos de tempo distintos, durante o esvaziamento do aterro (adaptado de [19]) ....................................................................................................................... 63 Figura 3.51 – Gradiente hidráulico (magnitude) no final do esvaziamento (t = 5 dias) (adaptado de [19]) ....................................................................................................................................................... 64 Figura 3.52 – Mudança de vetores velocidade e redução do gradiente hidráulico, devido à colocação de um dreno horizontal (adaptado de [19]) ........................................................................................... 64 Figura 3.53 – Perfil considerado para o estudo da variação da velocidade de fluxo e gradiente hidráulico em regime transitório (esvaziamento/enchimento) (adaptado de [19]) ................................ 64 Figura 3.54 – Variação do nível de água no reservatório com o tempo (adaptado de [19]) ................ 65 Figura 3.55 – Valor do gradiente hidráulico (magnitude) em três datas diferentes, durante o esvaziamento/enchimento da barragem (adaptado de [19]) ................................................................ 65 Figura 3.56 – Velocidade de fluxo em função do fator tempo (adaptado de [44]) ................................ 66 Figura 3.57 – Esboço do procedimento do Pinhole Test (adaptado de [45]) ....................................... 68 Figura 3.58 – Medidas para prevenir a erosão do solo ou o piping através de uma fundação permeável de uma barragem de aterro (adaptado de [19]) .................................................................. 69
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão xii Figura 3.59 Esquema de funcionamento de um filtro segundo o critério D15/d85 (adaptado de [14]) 70 Figura 3.60 – Ilustração do esquema analisado por Taylor (1948) (adaptado de [14]) ........................ 71 Figura 3.61 – Curva característica de um solo de granulometria extensa e uniforme (a) e de um solo bem graduado e mal graduado (b)) (adaptado de [47]) ........................................................................ 72 Figura 3.62 – Uma das curvas granulométricas dos filtros utilizados no programa de ensaios (adaptado de [14]) ................................................................................................................................. 73 Figura 3.63 – Curva granulométrica dos solos base utilizados nos ensaios (adaptado de [14]) .......... 74 Figura 3.64 – Relação entre D15 do filtro e do d85 do solo base (adaptado de [14]) ............................. 74 Figura 3.65 – Material granular utilizado nos ensaios de permeabilidade (adaptado de [14]) ............. 75 Figura 3.66 – Exemplo de um solo cuja granulometria apresenta falta de certas dimensões (adaptado de [14]) ................................................................................................................................................... 77 Figura 3.67 – Determinação da fronteira estável de filtragem (adaptado de [14]) ................................ 78 Figura 3.68 – Influência da granulometria do solo do núcleo nos mecanismos de autofiltragem (adaptado de [48]) ................................................................................................................................. 79 Figura 3.69 – Escoamento concentrado nas proximidades da interface núcleo-filtro (adaptado de [14]) ............................................................................................................................................................... 80 Figura 3.70 – Equipamento utilizado na simulação de uma fenda através do material de base (adaptado de [14]) ................................................................................................................................. 81 Figura 3.71 – Equipamento utilizado em ensaios com lama densa, simulando o material da base (adaptado de [14]) ................................................................................................................................. 81 Figura 3.72 – Limites de graduação dos filtros de cascalho arenosos mais grosseiros aconselháveis para argilas finas (adaptado de [14]) ..................................................................................................... 83 Figura 3.73 – Percentagem de partículas passadas pelo peneiro 0,075 milímetros relacionada com a permeabilidade do filtro (adaptado de [52]) ........................................................................................... 84 Figura 3.74 – Relação entre D15 e permeabilidade de filtros proposta por Delgado (adaptado de [52]) ............................................................................................................................................................... 85 Figura 3.75 – Relação entre D15 do filtro e a sua permeabilidade (com 0% de passados em 0.075mm), investigada e descrita por Delgado (adaptado de [52]) ...................................................... 85 Figura 3.76 – Esquema dos mecanismos de autofiltragem na interface núcleo – filtro (adaptado de [17]) ........................................................................................................................................................ 87 Figura 3.77 – Formação de brecha na barragem Baldwin Hills (retirado de [57]) ................................ 88 Figura 3.78 – Alguns dos danos causados devido ao acidente em Baldwin Hills (adaptado de [57]) .. 89 Figura 3.79 – Reservatório de Baldwin Hills depois da rutura (retirado de [58])................................... 89 Figura 3.80 – Evolução, numa série de fotos, da rutura da barragem de Teton (EUA) e uma foto do local após o desastre (adaptado de [56]) .............................................................................................. 90 Figura 3.81 – Rutura no Dique Quail Creek (retirado de [59]) .............................................................. 91 Figura 3.82 – Área de superfície e capacidade de armazenamento de curvas para o Reservatório de Quail Creek no sudoeste de Utah (adaptado de [61]) ........................................................................... 92 Figura 4.1 – Localização no mapa de portugal ..................................................................................... 95 Figura 4.2 – Vista pormenorizada da barragem no terreno .................................................................. 96 Figura 4.3 – Alçado da Barragem de São Domingos (adaptado de [64]) ............................................. 96 Figura 4.4 – Perfil Tipo a modelar/estudar ............................................................................................ 97 Figura 4.5 – Elementos que constituem a barragem de São Domingos (adaptado de [63]) ................ 97 Figura 4.6 – Curva granulométrica fornecida nos dados de projeto da barragem de São Domingos (tamanho das particulas em mm) (adaptado de [63]) ........................................................................... 98 Figura 4.7 – Modo como se encontrou a média dos valores de D10 para o filtro na curva granulométrica ....................................................................................................................................... 99
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão xiii Figura 4.8 – Forma da curva de retenção consoante o tipo de material a usar (adaptado de [21]) .. 101 Figura 5.1 – Diferentes elementos a modelar no Perfil Tipo ............................................................... 103 Figura 5.2 – Definição das condições fronteira para pleno armazenamento ..................................... 104 Figura 5.3 – Representação da malha de elementos finitos e das secções de análise (e sua numeração) estudadas ........................................................................................................................ 105 Figura 5.4 – Curvas Características do material que constitui o núcleo ............................................. 105 Figura 5.5 – Análise da variação de permeabilidade dos materiais dos filtros: a) permeabilidade de 1,44x10-4 m/s para ambos os filtros; b) valor de valor de 1,44x10-3 e de 1,44x10-2 para Filtro 1 e Filtro 2, respetivamente ................................................................................................................................ 107 Figura 5.6 – Análise do comportamento da barragem no caso base (geral) ...................................... 107 Figura 5.7 – Zona onde foi analisado o gradiente hidráulico e a velocidade de escoamento (zona 1) ............................................................................................................................................................. 108 Figura 5.8 – Zona onde foi analisado o gradiente hidráulico e a velocidade de escoamento (zona 2) ............................................................................................................................................................. 108 Figura 5.9 – Gradiente hidráulico na zona em estudo (zona 1) .......................................................... 109 Figura 5.10 – Análise do Gradiente hidráulico na zona em estudo (zona 2) ...................................... 109 Figura 5.11 – Distintas direções dos vetores de velocidade no ponto 2............................................. 110 Figura 5.12 – Análise do comportamento da barragem com inexistência de tapete drenante a jusante (caso 2) ................................................................................................................................................ 112 Figura 5.13 – Apenas o filtro a jusante.Ausência tanto do dreno horizontal como do tapete drenante ............................................................................................................................................................. 113 Figura 5.14 – Análise do comportamento da barragem sem filtro de jusante (caso 5) ...................... 113 Figura 5.15 – Comparação entre o caso base e o caso em que não existe filtro de jusante (alínea a) e b), respetivamente) ............................................................................................................................. 114 Figura 5.16 – Análise do comportamento da barragem sem qualquer tipo de elemento a jusante (caso 6) ......................................................................................................................................................... 114 Figura 5.17 – Comparação entre o caso base e o caso em que se aumentou a altura do tapete drenante a jusante (alínea a) e b), respetivamente) ........................................................................... 115 Figura 5.18 – Comparação da velocidade de fluxo na zona 2, entre o caso base e o caso em que se aumentou a altura do tapete drenante a jusante (alínea a) e b), respetivamente) ............................. 115 Figura 5.19 – Alteração do comprimento da cortina: a) Caso base; b) Caso 8 em estudo ................ 116 Figura 5.20 – Alteração da inclinação da cortina de impermeabilização: a) Caso base; b) Caso 9 em estudo .................................................................................................................................................. 117 Figura 5.21 – Cortina de impermeabilização vertical .......................................................................... 117 Figura 5.22 – Inclinação da cortina face à vertical .............................................................................. 118 Figura 5.23 – Análise do comportamento da barragem removendo-se o filtro de montante ............. 118 Figura 5.24 – Análise do comportamento da barragem sem fundação .............................................. 119 Figura 5.25 – Análise do Caso 12 (zona 2) – Sem Fundação: a) Gradiente hidráulico; b) Velocidade de fluxo ................................................................................................................................................ 119 Figura 5.26 – Comparação do gradiente hidráulico (zona 2) entre o caso base e o caso em que se considerada a alteração da permeabilidade da fundação para 6,0x10-7 (alínea a) e b), respetivamente) ............................................................................................................................................................. 124 Figura 5.27– Comparação da velocidade de fluxo (zona 2) entre o caso base e o caso em que se considerada um aumento da permeabilidade de ambos os filros (alínea a) e b), respetivamente) ... 125 Figura 5.28 – Análise do comportamento da barragem aquando da diminuição da permeabilidade dos filtros .................................................................................................................................................... 125
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão xiv Figura 5.29 – Comparação da velocidade de fluxo (zona 2) entre o caso base e o caso em que se considerada uma diminuição da permeabilidade de ambos os filros (alínea a) e b), respetivamente) ............................................................................................................................................................. 125 Figura 5.30 – Análise do gradiente hidráulico (zona 2) para uma permeabilidade no núcleo de 1x10-10 ............................................................................................................................................................. 126 Figura 5.31– Análise da velocidade de fluxo (zona 2) para um aumento da permeabilidade de ambos os maciços de enrocamento, de 2,76x10-5 para 2,76x10-3 .................................................................. 127 Figura 5.32 – Representação das alterações proferidas no núcleo, utilizadas em análise no Caso 18 ............................................................................................................................................................. 127 Figura 5.33 – Caso 18 (alínea a – preenchido com material de enrocamento – k=2.76x10-5): Diferença de volume de caudal percolado entre a heterogeneidade (linha azul) e no restante material que constitui o núcleo (linha vermelha) ...................................................................................................... 130 Figura 5.34 – Caso 18 (alínea a – preenchido com material de enrocamento – k=2.76x10-5): Zona onde se procedeu ao estudou da velocidade de percolação e do gradiente hidráulico ..................... 131 Figura 5.35 – Análise gráfica da velocidade de fluxo e do gradiente hidráulico na zona considerada na Figura 5.33 ........................................................................................................................................... 131 Figura 5.36 – Observação do gradiente hidráulico no ponto 1 (junto do pé do filtro de montante) considerando a cortina permeável ...................................................................................................... 132 Figura 5.37 – Análise do comportamento da velocidade considerando o dreno horizontal impermeável ............................................................................................................................................................. 132 Figura 5.38 – Análise do comportamento da barragem considerando o tapete drenante impermeável ............................................................................................................................................................. 133 Figura 5.39 – Observação das várias alterações analisadas no Caso 21 .......................................... 134 Figura 5.40 – Comparação obsevada nos vetores velocidade considerando: a) existência de tapete drenante; b) inexistência de tapete drenante ...................................................................................... 135 Figura 5.41 – Caso 21, alínea c): Dreno horizontal de grandes dimensões como a única saída de caudal .................................................................................................................................................. 136 Figura 5.42 – Alteração da zona na análise no ponto 2 ...................................................................... 136
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão xv ÍNDICE DE QUADROS Quadro 2.1 – Percentagem e tipos de barragens a nível mundial (adaptado de [7]) ..............................9 Quadro 3.1 – Coeficientes de permeabilidade típicos de solos de origem sedimentar (adaptado de [17] e [22]) ............................................................................................................................................. 20 Quadro 3.2 – Classificação dos solos quanto à sua permeabilidade (adaptado de [17]) .................... 21 Quadro 3.3 – Análise dos diferentes modelos ...................................................................................... 24 Quadro 3.4 – Comparação entre valores medidos e calculados de ks ................................................ 25 Quadro 3.5 – Estatística dos modos de rutura registados em grandes barragens de aterro construídas antes e depois de 1950 (adaptado de [28]) .......................................................................................... 30 Quadro 3.6– Coeficientes de variação dos parâmetros geotécnicos (adaptado de [28]) ..................... 31 Quadro 3.7 – Gradientes hidráulicos críticos para iniciar a erosão interna (adaptado de [35])............ 36 Quadro 3.8 – Ocorrência de incidentes após a construção – piping através do aterro (adaptado de [30]) ....................................................................................................................................................... 44 Quadro 3.9 – Ocorrência de incidentes após a construção (piping através da fundação) (adaptado de [30]) ....................................................................................................................................................... 45 Quadro 3.10 – Estatística de incidentes por piping com a presença e/ou inexistência de filtros na fundação (adaptado de [30]) ................................................................................................................. 46 Quadro 3.11 – Proposta de Karpoff para filtros (adaptado de [14]) ...................................................... 72 Quadro 3.12 – Resultados dos ensaios de permeabilidade em partículas aluviares e partículas obtidas por britagem (adaptado de [14]) ............................................................................................................ 76 Quadro 3.13 – Dimensão D15M requerida para filtros “críticos” (adaptado de [14]) .............................. 82 Quadro 3.14 – Análise da velocidade e possibilidade de causar erosão continuada através de uma abertura de 10 mm no núcleo, assumindo permeabilidade da zona onde ocorrer a brecha (adaptado de [36]) .................................................................................................................................................. 86 Quadro 3.15 – Quadro Resumo das principais características dos três acidentes anteriormente descritos ................................................................................................................................................ 93 Quadro 4.1 – Correção dos valores a utilizar no projeto .................................................................... 100 Quadro 5.1 –Valores do gradiente e da velocidade no ponto 2 (zona1), em pontos vizinhos ........... 110 Quadro 5.2 – Comparação de diferentes tipos de malhas de elementos finitos ................................ 111 Quadro 5.3 – Quadro resumo, análise do caso 1 ao caso 12, registo dos volumes de caudais percolados ........................................................................................................................................... 120 Quadro 5.4 – Quadro resumo, análise do caso 1 ao caso 12, registo do gradiente hidráulico e velocidade de fluxo .............................................................................................................................. 121 Quadro 5.5 – Quadro resumo, análise do caso 13 ao caso 17, registo do volume de caudal percolado, gradiente hidráulico e velocidade de fluxo .......................................................................................... 123 Quadro 5.6 – Quadro resumo, análise do caso 18 ao caso 20, registo do volume de caudal percolado, gradiente hidráulico e velocidade de fluxo .......................................................................................... 129 Quadro 5.7 –Valores da velocidade de fluxo e gradiente hidráulico na zona analisada no caso da heterogeneidade horizontal colocada no núcleo (Caso 18,alínea a) .................................................. 131 Quadro 5.8 – Quadro resumo, análise do Caso 21, registo do volume de caudal percolado, gradiente hidráulico e velocidade de fluxo ......................................................................................................... 135
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão xvi SIMBOLOGIA E ABREVIATURAS C - Estimativa de danos numa eventual rutura da barragem - Coeficiente de erosão do solo - Fator Multiplicativo - Coeficiente de uniformidade do solo – Valor constante, que varia de acordo com o tamanho médio do grão - Distância interpartículas d1 - Diâmetro da maior esfera d2 - Diâmetro de menor esfera - Máxima dimensão das partículas do material de filtro correspondente a 15% em peso do material passado numa análise granulométrica - Idem para 50% - Máxima dimensão das partículas do solo base correspondente a 15% em peso do material passado numa análise granulométrica - Idem para 50% d85 - Idem para 85% F - Fator de segurança Fp - Força de percolação Hdam - Altura da Barragem i - Gradiente Hidráulico - Gradiente hidráulico crítico i max - Gradiente hidráulico máximo - Gradiente hidráulico máximo na secção de jusante - Gradiente hidráulico médio do bloco potencialmente instável k - Coeficiente de permeabilidade K (1) - Fator de intensidade de tensão, mede a resistência à propagação da fenda K (2) - Condutividade hidráulica ks - Condutividade hidráulica saturada do solo kv - Condutividade hidráulica vertical kc -Início da propagação da fenda L - Litro ( ) - Comprimento do tubo
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão xvii - Largura da Barragem MPa - Megapascal (1) n - Porosidade n max - Valor máximo de porosidade n min - Valor mínimo de porosidade P - Peso próprio PR - Potencial de risco - Pressão de condução, igual à tensão de corte tangencial exercida pelo fluxo de piping no solo q - Descarga específica R (t) - Raio do tubo - Raio máximo do tubo antes do colapso - Raio inicial s - Segundo Tt - Resultante das resistências à tração - Tempo característico de erosão interna - Altura em que se dá a deteção do piping - Tempo de colapso v - Velocidade de percolação ( ) - Velocidade linear média - Velocidade de erosão crítica. V - Vulnerabilidade - Vulnerabilidade atual da estrutura - Vulnerabilidade da relação entre as recomendações e normas atuais e os dados de projeto utilizados na conceção da obra Z - Taxa de erosão - Queda de pressão no orifício/tubo ( ) - Queda da pressão média - Tempo decorrido desde a deteção do piping até ao colapso da estrutura m - Metro cm - Centímetro mm - Milímetro hm3 - Hectômetro cúbico µm - Micrômetro (2)
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão xviii % - Percentagem - Diâmetro representativo do tamanho do floco em µm - Tensão de corte na interface solo-água - Tensão de corte crítica Y - Potencial matricial - Teor em água volumétrico r - Teor de água volumétrico residual do solo s - Teor de água volumétrico do solo na saturação - Comprimento da fenda - Tensão aplicada perpendicularmente à zona da fenda β - Fator adimensional que depende da geometria do elemento que contém a fenda; - Peso volúmico - Peso volúmico da água - - Valor previsto do log Ks - - Densidade do solo seco # - Peneiro COBA - Consultores de Engenharia Civil CIGB - Comissão Internacional de Grandes Barragens ICOLD - International Commission of Large Dams RSB - Regulamento de Segurança de Barragens SAS - Statistical Analysis System SCDHEC - The South Carolina Department of Health and Environmental Control SNPC - Sociedade Nacional de Proteção Civil UST - Underground Storage Tanks Acre – pé - Unidade de volume usada nos Estados Unidos da América como referência aos recursos de água de grande potência (3) NOTA: (1) 1 MPa= 106 Pa (2) Micrômetro, é a unidade de medida derivada do metro (1 µm = 1x10-6 m) (3) Acre, é o nome de uma unidade de medida de área que equivale a 4.046,8564224 m². Desde 1958, os Estados Unidos e a Commonwealth adotaram essa medida para áreas rurais. No Brasil e Portugal essa medida não é utilizada, sendo que nestes países se utiliza o Alqueire e o Hectare (que seria a unidade mais simples de utilização) como unidade de medida em áreas
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão xix rurais. Define-se como 66 pés por 660 pés. O volume de um acre-pé é exatamente igual a 43.560 pés cúbicos, que equivale a aproximadamente 1233482 litros.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 6 Figura 2.1 – Barragem Romana de Cornalvo (Espanha,séc. I) (retirado de [2]) Estas barreiras artificiais apresentaram também um desenvolvimento funcional, por exemplo relacionado com a capacidade de produção de energia elétrica, essencial nas civilizações modernas. Esta necessidade levou a uma natural evolução nas estruturas construídas pelo Homem, chegando-se às magníficas e complexas obras de arte que hoje facilmente se encontram pelos quatro cantos do mundo (Figura 2.2). Figura 2.2 – Barragem de Grand Coulee,Washington (retirado de [3])
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 7 Em território nacional a construção de barragens atingiu o seu apogeu na década de 50. Devido ao acentuado desenvolvimento da engenharia foram inauguradas importantes barragens como Pracana (1950) que foi a primeira barragem de contrafortes, e Castelo de Bode (1951), que se tornou, naquela data, a maior barragem em altura do país [2]. Figura 2.3 – Barragem de Castelo de Bode (retirado de [4]) 2.2. CLASSIFICAÇÃO DAS BARRAGENS As barragens podem ser classificadas segundo diferentes critérios, nomeadamente quanto à forma estrutural, aos materiais utilizados, às suas dimensões, à capacidade de armazenamento e finalidade. A Comissão Internacional de Grandes Barragens (CIGB/ICOLD) classifica as barragens em três tipos: pequenas barragens, grandes barragens e barragens principais, considerando apenas como critérios, a sua altura e o volume de água armazenado. Do conjunto das grandes barragens distinguem-se aquelas que têm uma altura superior a 150 m, que são designadas por barragens principais, mas ainda inexistentes em Portugal. O Regulamento de Segurança de Barragens (RSB) (Decreto-Lei n.º 344/2007) classifica como grandes barragens aquelas que têm uma altura igual ou superior a 15 m, desde a superfície da fundação até à cota do coroamento, e as que têm uma altura igual ou superior a 10 m mas cuja capacidade da albufeira é igual ou superior a 1 hm3. Para além disso, o RSB faz também um enquadramento relativamente à segurança dos outros tipos de barragens. Em Portugal, a lei contém regulamentação específica bastante desenvolvida, nomeadamente no que respeita à ocorrência de fenómenos sísmicos, em resposta ao elevado grau de vulnerabilidade do país em relação a este tipo de situações, estipulando-se os eventos após os quais se devem proceder a inspeções de segurança. Noutros países, como no Reino Unido, dá-se um maior ênfase às questões decorrentes da aplicação da lei enquanto que em Portugal se assiste a uma predominância das considerações de natureza técnica sobre as questões jurídicas. A legislação britânica é mais exigente no que respeita à segurança das pessoas (trabalhadores na barragem e público em geral).
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 8 2.3. DIFERENTES TIPOS ESTRUTURAIS E LOCALIZAÇÃO DE BARRAGENS Apesar do trabalho estar relacionado essencialmente com as barragens de aterro, pareceu pertinente fazer referência, de uma forma geral, aos vários tipos de barragens existentes, incluindo qual a construção predominante e de que forma estas estruturas se encontram espalhadas pelo mundo. Na observação da figura seguinte, onde são expostos dados percentuais mundiais face ao ano de 2000,facilmente se conclui que consoante o desenvolvimento tecnológico e capacidade financeira, motivado por se tratar de estruturas de complexa e dispendiosa construção, maior e menor será a sua predominância. É de salientar o impacto da Ásia, um continente em progressivo crescimento tanto financeiro como populacional. Figura 2.4 – Distribuição mundial das grandes barragens (inclui todos os tipos) (adaptado de [5]) Dependendo do material de construção, as barragens podem ser classificadas em dois grandes grupos: Barragem de Betão Barragem de Aterro A subdivisão destes grupos (Figura 2.5), e a sua importância relativa, em termos de existências, apresenta-se no Quadro 2.1, onde se faz um levantamento do número de barragens no mundo em função do tipo de construção (só são contabilizadas grandes barragens). Figura 2.5 – Diferentes tipos estruturais de barragens existentes (adaptado de [6]) Barragem de Aterro Barragem de Betão Terra Enrocamento Mistas Gravidade Arco Abóbada Contrafortes
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 9 As barragens de terra são o tipo de barragens mais usuais em todo o mundo, representando cerca de 63% do total mundial. Em seguida, surgem as barragens em betão, de gravidade, com cerca de 17% do total em todo o planeta (Quadro 2.1) Quadro 2.1 – Percentagem e tipos de barragens a nível mundial (adaptado de [7]) Tipo Betão/Alvenaria Aterro Outros Gravidade Contrafortes Arcos Arcos múltiplos Terra Enrocamento Número % 6390 416 1854 141 23736 2888 2216 17 1,1 4,9 0,4 63 7,7 5,9 % 23,4 70,7 5,9 As barragens de betão são construídas essencialmente com materiais granulares produzidos artificialmente, aos quais se adicionam cimento e aditivos químicos. Na figura seguinte apresenta-se o perfil tipo dos vários tipos de barragens de betão. Figura 2.6 – Perfil Tipo dos vários tipos de barragens de betão: : a) de Gravidade; b) de Arco (existem de arco com contrafortes, gravidade ou de abóbada); c) de Contrafortes (adaptado de [8]) Uma barragem de aterro é uma estrutura de retenção de água que é construída com materiais resultantes da escavação em empréstimos, tais como argilas, siltes, areias ou enrocamentos, e com materiais britados. Alguns órgãos destas estruturas são construídos em betão ou aço, como os descarregadores de cheias, as condutas de descarga de fundo e as comportas. Existem também outros tipos de barragens como as barragens de aço ou barragens de madeira, que não são tão comuns como os tipos de barragens referidos anteriormente [2]. As barragens em aço apresentam como vantagens uma maior rapidez na construção, um custo inferior em comparação com os outros materiais, uma maior flexibilidade e por isso maior facilidade em resistir a assentamentos diferenciais. Têm também um bom comportamento sob as ações de gelodegelo e além disso, a soldadura permite reparar de forma simples as fugas nas juntas da barragem [2]. No entanto, devido essencialmente ao material, é necessária uma maior e mais frequente manutenção que o betão, e por ter um peso inferior não absorve de forma tão eficaz o choque das vibrações da queda da água [2]. São construções não muito usuais. a) b) c)
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 10 As barragens de madeira são ideais para construir uma barragem temporária, devido à sua facilidade e rapidez de construção. Se for bem projetada, construída e mantida, a estrutura pode ter uma vida útil superior a 50 anos, mas os encargos da manutenção da madeira são muito elevados em comparação com os outros materiais. Além disso são pouco estanques, o que torna a madeira uma escolha duvidosa para o corpo de barragem. São por vezes utilizadas sobre fundações pouco resistentes, onde as de betão não podem ser utilizadas, pois as barragens em madeira ao contrário das barragens de betão, admitem ligeiros assentamentos sem interferir na estabilidade da estrutura [2]. Portugal tem cerca de 100 barragens que foram classificadas pela COBA, das quais a mais antiga tem menos de 80 anos, 50% só entraram em atividade a partir de 1971 e há um número significativo de barragens de betão. O que contradiz um pouco com a prática a nível europeu. Por exemplo no Reino Unido, aproximadamente metade das barragens têm mais de 100 anos, e há uma clara predominância das barragens de aterro [7].
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 11 3. BARRAGENS DE ATERRO 3.1. TIPOLOGIAS DE BARRAGENS DE ATERRO A decisão de construir uma barragem de aterro poder-se-á ficar a dever às características do local de instalação, nomeadamente a sua topografia e as características geológico-geotécnicas, e à abundância, no local, ou próximo, de materiais adequados para a sua construção. O sistema de construção destas barragens consiste na compactação, com equipamentos específicos, de geomateriais dispostos em camadas de espessura variável [9]. Este tipo de barragem pode comportar-se de maneira razoável em praticamente todos os tipos de terrenos, uma vez que as tensões transmitidas à fundação são menores que nas barragens de betão, e os assentamentos verificados durante e após a construção não são, em geral, significativos para comprometer a estabilidade da barragem, devido à fácil adaptabilidade do material do aterro [9]. Em relação às outras barragens, uma barragem de aterro implica, desde logo, uma preocupação acrescida com os estudos de percolação, uma vez que a passagem de água através do corpo da barragem é uma realidade. Estes estudos, bem como os de estabilidade deverão ser acompanhados por um eficaz sistema de monitorização, em fase de construção e em serviço, para averiguar a funcionalidade e segurança de todo o sistema. Este tipo de barragem comporta-se de maneira razoável em praticamente todos os tipos de fundação, uma vez que os esforços transmitidos à fundação por unidade de área são menores que nas barragens de betão, e os assentamentos verificados durante e após a construção não são significativos para comprometer a estabilidade da barragem, devido à fácil adaptabilidade do material do aterro [9]. O comportamento destas estruturas tem vindo a ser observado há várias décadas, pois é um assunto que preocupa os intervenientes nestes projetos, nomeadamente os donos de obra, os projetistas e as autoridades. A observação do comportamento destas estruturas permite, por exemplo [10]: Testar o comportamento durante a construção e a validade dos critérios utilizados no projeto; Garantir a segurança da estrutura durante a sua vida útil; Acumular a experiência com repercussões na segurança e economia das barragens a projetar e a construir no futuro. As Normas de Projeto de Barragens (Portaria 846/93) classificam as barragens de aterro da seguinte forma: Barragens de terra, com perfil homogéneo ou com perfil zonado;
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 12 Barragens de enrocamento, com órgão de estanquidade a montante ou com órgão de estanquidade interno; Barragens mistas, com perfil constituído por dois maciços, um de terra e outro de enrocamento. Em geral, uma barragem de aterro não é completamente estanque. É admissível uma certa percolação de água, tanto a que infiltra pela face de montante como a que infiltra pela fundação. Em certas situações o valor do caudal infiltrado é da ordem daquele que é necessário garantir como caudal ecológico, pelo que não constitui um problema [11] e [12]. Na Figura 3.1 apresentam-se, como exemplo, alguns “perfis-tipo” de barragens de aterro. Figura 3.1 – Tipos de perfis mais correntes nas barragens de aterro (adaptado de [12]) Na Figura 3.1 a) está representado um perfil homogéneo, que é, possivelmente, a solução mais simples para o perfil transversal tipo. O material utilizado na construção (argilas, argilas arenosas, areias argilosas e até areias e cascalhos desde que a sua permeabilidade seja aceitável) tem que garantir, em simultâneo, uma resistência adequada, baixa deformabilidade e baixa permeabilidade. Neste caso, o perfil tipo é constituído praticamente por um único material, com permeabilidade suficientemente reduzida para garantir níveis aceitáveis (relativamente baixos) de caudais percolados, e as inclinações dos taludes a montante e jusante, são calculadas de modo a garantir a estabilidade, relativamente às diversas ações. Nestes casos é necessário assegurar que não há problemas com o maciço estabilizador de jusante (escorregamento do talude) caso a linha de saturação suba no perfil, devido à insuficiente capacidade de estanquidade do aterro e da fundação. Por esta razão, este tipo de perfil não é muito comum, recorrendo-se, muitas das vezes, a um perfil quase homogéneo (perfil homogéneo modificado), mas onde se introduzem elementos distintos. Nestes casos colocam-se filtros e/ou drenos, para fazer o controlo do escoamento da água no interior do aterro, o que possibilita o aumento da inclinação dos taludes, dependendo do coeficiente de segurança exigido e das características mecânicas dos materiais. a) b) c) d) e) f)
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 13 Como se observa na Figura 3.1 existem vários sistemas de controlo do escoamento (drenagem/filtragem) dentro de um perfil homogéneo modificado, entre eles: Dreno/Filtro chaminé (Vertical ou Inclinado) (Figura 3.1 b); Dreno Horizontal (Figura 3.1 c); Dreno de Pé de talude (Figura 3.1 d). Inicialmente utilizava-se, com frequência, o tapete drenante associado ao filtro vertical (Figura 3.2), para controlar o fluxo de água no maciço. No entanto, esta opção foi sendo substituída por aquela que contempla um filtro inclinado (Figura 3.1 b)), de forma a otimizar o posicionamento do filtro. Esta configuração é, no entanto, de mais difícil execução, devido à necessidade de garantir a inclinação estabelecida em projeto, durante a construção das camadas de aterro [13]. Este sistema de drenagem, que combina um dreno/filtro chaminé com um dreno horizontal, é importante nomeadamente para aumentar o coeficiente de segurança da obra, tendo em conta a possibilidade de existirem defeitos de construção (má compactação, deficiente ligação entre as camadas) ou de serem utilizados materiais com propriedades inadequadas, como solos dispersivos [12]. Figura 3.2 – Perfil homogéneo modificado com filtro vertical e tapete drenante (adaptado de [13]) A possível maior rigidez dos materiais de drenos e filtros, por exemplo no caso de filtros verticais, pode levar ao aparecimento de assentamentos diferenciais entre estes e o maciço envolvente, conduzindo à formação de fendas. Este problema pode ser controlado pela utilização de um filtro inclinado, minimizando desta forma os assentamentos diferenciais entre o filtro e o aterro. Conclui-se, assim, que a posição dos filtros pode ter influência direta na abertura de fendas [14]. Como se observa na Figura 3.1, existem outras alternativas em relação ao perfil homogéneo, como por exemplo, o dreno horizontal (Figura 3.1 c)). Este é pensado e previsto essencialmente para dar vazão à água que percola o maciço, atuando, preferencialmente, no controlo do fluxo que ocorre na fundação. Por seu lado, o filtro e o dreno de pé de talude (Figura 3.1 d)) têm como principais funções rebaixar o nível de água no talude de jusante e evitar que os materiais finos penetrem os materiais grossos, conduzindo à colmatação e à diminuição da permeabilidade destes [13] e [12]. Um outro perfil muito utilizado é o de barragem zonada. Este tipo de perfil está representado na Figura 3.1 e) – barragem zonada com núcleo interno , e na Figura 3.1 f) – barragem zonada com talude de montante impermeável e com talude de jusante de enrocamento. A opção por este tipo de perfil obriga
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 14 à existência, em quantidade suficiente, de solos com características de permeabilidade apropriadas à função de estanquidade. Na construção de barragens zonadas, o adequado controlo do processo construtivo é particularmente determinante para o bom desempenho de estrutura, pois é necessário proceder à compactação, no mesmo plano, de camadas de materiais distintos (núcleo e maciços laterais) [15]. Neste tipo de barragens, o elemento construído com material de baixa permeabilidade pode apresentar diferentes configurações, como já foi referido, e distintos volumes, em relação ao volume total do aterro (Figura 3.3). Figura 3.3 – Desenho esquemático do perfil tipo de uma barragem com núcleo central (esquerda) e com núcleo inclinado (direita) (adaptado de [16]) As primeiras barragens de terra-enrocamento com núcleo caracterizaram-se por uma acentuada inclinação deste órgão. Quanto às razões que levam a optar por uma ou outra solução, há investigadores que defendem que as estruturas com núcleo inclinado podem ser menos suscetíveis à fracturação devido a assentamentos diferenciais, além de serem mais seguras quando submetidas a sismos, dada a existência dum enorme maciço estável a jusante do núcleo. Por outro lado Mikuni (1980) [16], defendia que os núcleos verticais de solos grosseiros e bem graduados são a melhor solução para um bom comportamento relativamente a ações sísmicas. Já no caso de solos argilosos com elevados teores em água, e para o mesmo tipo de ações, é desaconselhável a solução de núcleo vertical, principalmente quando este é muito esbelto, uma vez que a probabilidade de se desenvolverem efeitos de arco é maior. A posição do núcleo é um fator que pode influenciar o comportamento estrutural, mas a opção pela melhor solução é fundamentalmente um procedimento casuístico [16]. Ainda hoje não se chegou a um consenso sobre o que poderia ser a melhor solução. De uma forma geral, pode-se identificar na constituição do corpo de uma barragem de aterro zonada quatro tipos de elementos distintos, que desempenham funções específicas no funcionamento da barragem, sendo eles (Figura 3.4): núcleo; filtros e drenos; maciços de montante e de jusante; e elementos de proteção (normalmente camadas de enrocamento). Em traços gerais, poder-se-á dizer que os dois primeiros têm essencialmente funções de carácter hidráulico (relacionadas com a percolação de água nos solos), ao passo que os dois últimos estão relacionados com as questões de estabilidade e proteção da estrutura. Outros elementos, como sejam a própria fundação do aterro, a vala corta águas, ou a cortina de impermeabilização, podem ter também um papel fundamental no comportamento global da estrutura.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 15 Figura 3.4 – Desenho esquemático de um perfil tipo simplificado de uma barragem de aterro zonada (adaptado de [16]) Legenda: A) Núcleo da barragem; B) Maciços estabilizadores; C) Filtros; D1) Dreno de chaminé e tapete drenante; D2) Dreno de pé de jusante; E) Proteção (geralmente enrocamento); F) Vala corta-águas; G) Eventual cortina de impermeabilização. O núcleo é o elemento central e, porventura, o mais importante no funcionamento da barragem. Tem como principal função garantir a estanquidade, evitando a passagem da água para jusante. Desta forma, este elemento deverá ser constituído por materiais de baixa permeabilidade, como argilas. Os drenos têm como finalidade escoar a água que atravessa o corpo da barragem e a fundação, impedindo que ela se acumule em zonas onde se tornaria indesejável para a estabilidade da estrutura, como por exemplo o maciço estabilizador de jusante. Os filtros destinam-se a impedir a erosão interna das partículas do solo pela água, e a promover a diminuição da perda de carga. São constituídos por materiais com granulometrias selecionadas, suficientemente finas para impedir a passagem de partículas do solo, mas ainda assim, com dimensões que permitam uma elevada permeabilidade, assegurando deste modo que o gradiente hidráulico na camada de filtro seja baixo. Para que se perceba melhor a função do filtro atente-se ao exemplo relativo à hipotética existência de uma fenda sub-horizontal no núcleo (Figura 3.5). A existência do filtro junto da fronteira jusante do núcleo é muito importante, uma vez que tenderá a controlar a erosão interna do material do núcleo, dada a sua ação na retenção das partículas erodidas, permitindo, eventualmente, que a fenda se volte a fechar [17].
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 22 Apesar dos inúmeros trabalhos desenvolvidos, as técnicas de determinação da permeabilidade continuam dispendiosas e demoradas, especialmente quando são necessários dados para grandes áreas. O estabelecimento de métodos adequados para estimar propriedades hidráulicas do solo em áreas onde a quantidade de informação disponível é limitada continua a ser uma questão em estudo. Alguns trabalhos realizados nos anos 80 do século XX propõem a determinação da permeabilidade dos solos através da granulometria. A partir da equação (3.2), Rawls e Brakensiek (1989) [23] estimam a permeabilidade de solos saturados (ks) recorrendo a três parâmetros distintos: percentagem de argila (C), percentagem de areia (S) e porosidade (n), baseando-se em amostras de 1323 solos, todos eles recolhidos na zona sudeste dos EUA. O facto de os solos serem todos provenientes da mesma região, é uma das críticas apontadas à relação. A Figura 3.9 pretende ser uma representação gráfica da equação (3.2). [ ] (3.2) Figura 3.9 – Método gráfico para estimar ks (cm/s) (adaptado de [26]) A equação e gráfico anteriores são válidos para solos com 5% a 70% de partículas de areia (2 a 0,05mm) e para solos com 5% a 60% de argila (< 0,002mm). Contudo, muitos dos solos do sudeste dos Estados Unidos têm uma muito elevada percentagem de partículas de dimensão areia; para casos
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 23 como este, o The South Carolina Department of Health and Environmental Control (SCDHEC) recomenda usar o máximo valor de Ks, 5,6x10-3 cm/s. Motivados por este facto, os mesmos investigadores definiram uma nova relação, para solos com mais de 70% de partículas de areia [26], a qual é apresentada na equação (3.3); neste caso não fazem depender a permeabilidade da porosidade. ( ) (3.3) Na Figura 3.10 apresenta-se a relação entre os valores previstos e os valores medidos da permeabilidade, consoante as percentagens de areia e argila. Figura 3.10 – Relação entre os valores previstos e os valores medidos da permeabilidade (adaptado de [26]) Várias investigações e modelos, como o modelo de Rosetta e o modelo SCDHEC, foram baseados nas primeiras conclusões de Rawls e Brakensiek [26] e [27]. No quadro 3.3 apresenta-se um indicador da qualidade dos referidos modelos, quando aplicados a um conjunto de dados. A relação da equação (3.3), a segunda formulada por Rawls e Brakensiek, traduz uma melhor aproximação, e a estimava mais grosseira é obtida pela relação proposta pelo SC DHEC. √ ∑( ) (3.4) em que:
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 24 Figura 3.11 – Gráfico que relaciona Ks estimado e Ks previsto através da equação (3.3) (adaptado de [26]) Quadro 3.3 – Análise dos diferentes modelos Modelos √ ∑( ) Máxima diferença entre ( ) Equação (3.2) 1,51 6,09 Equação (3.3) 0,79 3,03 Rosetta 1,11 3,19 SC DHEC 1,57 5,52 Baseado no quadro seguinte, apresenta-se de seguida, na Figura 3.12 uma análise gráfica onde se compara as aproximações protagonizadas pelos diferentes métodos. Cada coluna representa a soma em valor absoluto de todos os “erros” efetuados em cada um dos modelos, e o valor a branco em cada uma das colunas, representa a média desses desvios.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 25 Quadro 3.4 – Comparação entre valores medidos e calculados de ks Fonte de Dados Valor de Ks (cm/s) Medido Equação (3.2) Equação (3.3) Rosetta SC DHEC Dane et al. (1983) 4,64E-02 1,24E-02 2,42E-02 9,54E-03 5,60E-03 1,80E-02 8,86E-03 1,62E-03 4,51E-03 5,60E-03 1,52E-02 1,29E-02 2,21E-02 8,11E-03 5,60E-03 Bene (1996) 2,51E-05 7,36E-03 1,36E-04 8,07E-04 5,60E-03 5,84E-04 1,67E-03 3,09E-04 7,42E-04 5,60E-03 8,23E-05 1,08E-02 4,51E-03 5,01E-03 5,60E-03 Bene (1997) 7,58E-05 3,55E-03 3,21E-05 5,20E-04 5,60E-03 Puckett et al (1985) 3,06E-05 3,30E-03 3,46E-05 1,50E-03 5,60E-03 Figura 3.12 – Análise gráfica dos diferentes modelos com base na equação (3.4) – comparação entre o valor medido/calculado e o valor previsto de Ks no ensaio (adaptado de [26]) 3.4. CONTROLO DA SEGURANÇA 3.4.1. ANÁLISE DE RISCO E MODOS DE RUTURA No sentido de promover a “redução do risco associado à construção e exploração de obras de engenharia” têm-se desenvolvido estudos específicos, no sentido de estabelecer medidas preventivas de situações indesejáveis e medidas de proteção, face a essas situações. Estas medidas visam evitar
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 26 e/ou reduzir a probabilidade de ocorrência dessas situações (preventivas) e limitar a gravidade das consequências (proteção). Nenhum projeto é livre de risco. O risco pode ser gerido, minimizado, partilhado, transferido ou aceite. Não pode ser ignorado [28]. A avaliação do risco de uma estrutura, e, em particular, de uma barragem, é uma ferramenta que fornece pistas que podem fortalecer os aspetos relacionados com a prática da engenharia e a tomada de decisões sobre a respetiva segurança. São geralmente enfatizados os benefícios dos aspetos qualitativos da identificação sistemática dos modos de rutura e das consequências associadas a esses mesmos modos de rutura, bem como a sua comparação com critérios objetivos [28]. Na Figura 3.13 estão identificados os processos a considerar na gestão do risco. Figura 3.13 – Enquadramento da gestão do risco (adaptado de [28]) Uma análise de risco dependerá sempre do seu objetivo no enquadramento do processo de tomada de decisão subjacente. Previamente à realização de uma análise de risco, o engenheiro geotécnico deverá desenvolver em conjunto com a equipa de projeto e o decisor, um conhecimento partilhado das expetativas e do produto final desejado. Os objetivos das análises de risco estão, essencialmente, relacionados com a avaliação das condições de segurança das obras e do impacte da respetiva rutura sobre a sociedade [28]. Os grandes grupos de riscos numa barragem são: Risco associado a problemas Hidráulico-Operacionais; Risco sísmico; Risco associado a cheias. A análise de risco envolve a consideração de pelo menos três elementos: o cenário, a probabilidade de ocorrência e a consequência associada. O risco associado a um cenário é traduzido pelo produto da probabilidade de ocorrência desse cenário pelas suas consequências [28]. O processo da análise do risco conduz à identificação do modo como as incertezas se podem combinar e como os cenários desfavoráveis se podem evidenciar, mesmo tendo um conhecimento incompleto Identificação dos cenários Estimativa das probabilidades Considerações da aceitabilidade do risco Análise das opções de mitigação do risco Controlo do Risco Tomada de decisão sobre a redução do risco Políticas de risco Análise do risco Apreciação do risco Estimativa das Consequências Gestão do Risco Avaliação do Risco
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 27 dos fenómenos envolvidos. Trata-se de uma matéria de natureza complexa, até para obras mais simples. Para as obras mais complexas, como as barragens de aterro, terá de ser considerado um maior número de conjuntos de análise [29]. Em barragens, à rutura estará associada a incapacidade de retenção de água e, eventualmente, a sua libertação não controlada para jusante, a qual põe em causa a segurança quer de pessoas quer de bens. Podem ser definidos dois tipos de rutura: a do tipo I, e a do tipo II [28]. Rutura Tipo I – Leva ao abandono ou à demolição da estrutura; Rutura Tipo II – Não se exclui a possibilidade de reparação e de reposição em serviço da barragem. Os incidentes, por seu lado, definem-se como anomalias suscetíveis de afetar, a curto ou a longo prazo, a funcionalidade da obra, e implicam a implementação de medidas de reabilitação e/ou de conservação, de uma forma simplista, é uma rutura ou acidente que requer reparos [28]. Quanto a acidente, define-se como um acontecimento ou uma sequência de acontecimentos imprevistos, do(s) qual(is) resultam ferimentos ou a morte de pessoas, danos materiais ou a combinação destas consequências [28]. Nesse contexto, apresenta-se uma metodologia para classificação de barragens baseada nos conceitos de risco, para que a avaliação da vulnerabilidade não seja tão subjetiva. [ ( ) ] (3.5) onde: PR – Potêncial de risco, – Vulnerabilidade atual da estrutura – Vulnerabilidade da relação entre as recomendações e normas atuais, e os dados de projeto utilizados na concepção da obra. C – estimativa de danos numa eventual rutura da barragem. A equação (3.5) aborda vários índices para cálculo da consequência (C), que levam em consideração a capacidade de escoamento, volume do reservatório e tipo de ocupação das áreas a jusante; índices para cálculo da condição atual das estruturas (VM), baseados em gravidade e urgências; itens de projeto usados na conceção da obra que definem uma escala de aproximação do projeto usado em relação às recomendações atuais (VP), além do potencial de risco (PR), que considera o tipo de barragem, tipo de fundação e idade da obra [30]. Num empreendimento de uma barragem, é necessário compreender e gerir todas as fases da vida da obra, desde o planeamento até a desativação sustentável. A Figura 3.14 ilustra as fases de análise de risco envolvidas ao longo do tempo. Na parte inferior da figura, observa-se que o risco é bastante reduzido nas primeiras fases de planeamento, projeto e construção. Após o primeiro enchimento, o risco é controlado por reavaliações e intervenções, necessárias por toda a vida da barragem, até a desativação sustentável. Essas análises de risco devem abranger sistemas ambientais, de segurança, social e aspetos económicos [30]. A gestão de riscos é uma ferramenta fundamental nas ações de prevenção, devendo ser rápida na predição e sempre atualizada.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 28 Figura 3.14 – Evolução do risco nas diversas fases da vida de uma barragem (adaptado de [30]) As normas aplicáveis em geotecnia, designadamente os Eurocódigos, não contêm explicitamente o conceito de risco, mas diferenciam as exigências de fiabilidade das estruturas em função das respetivas consequências. No final, as barragens são classificadas segundo a probabilidade de rutura e/ou acidente, as consequências e o risco associado. Em barragens de aterro, as causas geradoras de acidentes podem agrupar-se em: Ações exteriores (ex: cheias,sismos); Anomalias nos procedimentos operacionais; Ações humanas ou acidentais; Deficiências de projeto ou de construção; Avarias de equipamentos; Atos de vandalismo ou sabotagem. Os tipos de rutura identificados para estas estruturas são: Ruturas Hidráulicas; Movimentos de grandes massas; Erosão interna. Ruturas hidráulicas – acontecem quando níveis de água elevados na albufeira induzem a um galgamento do aterro, devido quer a insuficiente capacidade de vazão do descarregador, quer a erros humanos na operação das comportas dos descarregadores, provocando uma possível erosão externa da fundação e/ou aterro [28].
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 29 Movimentos de grandes massas – ocorrem quando por exemplo o esvaziamento rápido da albufeira leva a instabilidade nos maciços estabilizadores. Este modo de rutura está essencialmente relacionado com propriedades inadequadas dos materiais ou singularidades da fundação não detetadas, como a presença de argilas plásticas na fundação, que em caso de molhagem poderá levar ao seu amolecimento, podendo provocar a rutura (parcial ou total) por corte na fundação [28]. Erosão interna – dos solos ou dos preenchimentos de descontinuidades, ao longo de condutas ou galerias (descarga ou tomada de água) ou nas proximidades de outras estruturas rígidas [28]. Na Figura seguinte ilustram-se quatro possíveis modos de rutura numa barragem de aterro para dois cenários de rutura distintos e os seus mecanismos de rutura [28]. O estabelecimento de modelos de comportamento pode ser feito quer através da modelação matemática e física da estrutura, quer através da análise do comportamento de estruturas similares (modelos empíricos, baseados em séries de registos). Neste caso, procuram-se registos de obras semelhantes e comparam-se com os que vão sendo obtidos na obra em análise. Figura 3.15 – Ilustração de possíveis modos de rutura (adaptado de [31]) A taxa de rutura dos vários tipos de barragens, devido a diferentes causas, permite uma visão global da robustez relativa e das tolerâncias destas estruturas a diferentes solicitações e condições ambientais [28]. Com o passar dos anos as tendências para um certo tipo de rutura em detrimento de outra foram-se alterando, o que se pode justificar pela evolução do conhecimento e dos processos de análise, pelo aumento de fiabilidade dos equipamentos, pela existência entidades com maior e melhor formação, e pelo aumento do controlo, durante o projeto, a construção e a exploração. O quadro seguinte mostra como a evolução da segurança tem vindo a ser uma preocupação constante, registando-se um decréscimo de ruturas ao longo do tempo (Quadro 3.5). Outras análises estatísticas realizadas permitiram verificar que o tipo de ruturas, de acidentes e de incidentes, varia de país para país, refletindo provavelmente a sua respetiva capacidade económica e tecnológica [32].
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 30 Quadro 3.5 – Estatística dos modos de rutura registados em grandes barragens de aterro construídas antes e depois de 1950 (adaptado de [28]) Grandeza Construídas antes de 1950 Construídas depois de 1950 Nº total de barragens 2356 8836 Nº de ruturas 88 48 Nº de ruturas estruturais 41 25 Frequência média de ruturas 0,0374 0,0054 Frequência média de ruturas estruturais 0,0174 0,0028 Frequência média anual de ruturas 8,6x10-4 2,7x10-4 Frequência média anual de ruturas estruturais 3,6x10-4 1,6x10-4 3.4.2. INCERTEZAS ASSOCIADAS À ESTIMATIVA DOS PARÂMETROS GEOTÉCNICOS Os valores dos parâmetros para o projeto geotécnico baseiam-se na informação geotécnica disponível e nos dados recolhidos através da prospeção. No entanto, os solos são inerentemente heterogéneos e muitos deles constituídos por camadas irregulares, em que existe uma grande variância nas suas características (compacidade, consistência, teor em água e outras características que afetam a sua resistência e deformabilidade), pelo que qualquer estimativa está sujeita a uma incerteza considerável. Uma das formas de lidar com estas incertezas será recolher um grande número de observações, estudar a variabilidade da grandeza medida e adotar um valor com um elevado nível de confiança [28]. Na figura seguinte resumem-se as contribuições mais importantes para as incertezas associadas à estimativa dos parâmetros geotécnicos. Figura 3.16 – Incertezas associadas à estimativa dos parâmetros geotécnicos (adaptado de [28]) A dispersão dos dados está relacionada com a variabilidade das características (real, espacial ou temporal) ou com erros aleatórios decorrentes de medições, perturbações na medição, designados por Dispersão dos dados Erro Sistemático Variabilidade das características dos solos Erros de enviesamento nos procedimentos de medição Erros aleatórios Erro estatístico na tendência Incertezas nas características dos terrenos
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 31 ruído na medição ou erros aleatórios. Existem também erros grandes e sistemáticos designados por erros de enviesamento, que poderão advir da diferença entre o desempenho observado e o previsto, provocados por desvios na medição ou por simplificações admitidas aquando da leitura e interpretação de ensaios (erros de enviesamento nos procedimentos de medição). Em relação aos erros estatísticos da tendência, estes são devido ao limitado número de ensaios que por vezes são realizados, levando a possíveis “conclusões erradas”, trata-se assim de um erro sistemático, uma vez que esse valor produzirá erros em todos os locais onde seja considerado [28]. De acordo com [28] apresenta-se no seguinte quadro intervalos de valores do coeficiente de variação de alguns parâmetros geotécnicos. Quadro 3.6– Coeficientes de variação dos parâmetros geotécnicos (adaptado de [28]) Parâmetro Coeficiente de variação (%) Referência Peso Volúmico 3 4 a 8 Hammit (1966), Wolff (1994) Resistência drenada de areias 3,7 a 9,3 12 Wolff (1994) Schultze (1972) Resistência drenada de argilas 7,5 a 10,1 Wolff (1985) em argilas compactadas Resistência não drenada de argilas 40 30 a 40 11 a 45 Fredlund e Dahlman (1972), Wolff (1994) Wolff (1985) em argilas compactadas Razão entre a resistência e a tensão efetiva 31 Wolff (1994) Coeficiente de permeabilidade 90 Nielson, Biggar e Erh (1973), Permeabilidade do tapete argiloso 20 a 30 Wolff (1994) Permeabilidade da fundação em areia 20 a 30 Wolff (1994) Permeabilidade do aterro em areia 30 Wolff (1994) 3.5. FENDILHAÇÃO DE BARRAGENS DE ATERRO 3.5.1. CLASSIFICAÇÃO E MECANISMOS DE FORMAÇÃO DE FENDAS O papel da fendilhação nas barragens de aterro, com particular incidência na sua segurança estrutural, foi levantado por Casagrande, em 1950 [10]. Só após este trabalho onde se formulou a hipótese da ocorrência da erosão interna, através de fendas existentes no aterro, passou a haver maior consciencialização desta problemática, provocando o aparecimento de algumas contribuições e discussões sobre o assunto. As fendas que se desenvolvem nos aterros podem ser classificadas de acordo com a sua localização e em relação à sua posição [33].
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 38 3.6.2. MECANISMO DO PIPING O principal objetivo na adoção de filtros de proteção é evitar fenómenos de erosão tubular, conhecido internacionalmente por piping, pelo que se julga profícuo alguns comentários a esse respeito. Várias expressões são usadas quando se fala de erosão interna. Alguns autores consideram erosão interna e erosão tubular (piping) a mesma coisa, o que não é correto, pois o piping trata-se de uma forma de erosão interna, mas existem outras. A erosão interna ocorre quando as partículas do solo dentro de uma barragem de aterro ou na sua fundação, são transportadas a jusante pelo fluxo de infiltração, podendo essa erosão ser iniciada por arrastamento concentrado de partículas finas, erosão do solo em contato, suffusion ou piping [36]. A erosão por um arrastamento concentrado pode ocorrer numa fenda, tanto em aterro como na fundação, geralmente em zonas permeáveis, contendo materiais grosseiros mal compactados que cria um número de espaços vazios grande. É causada pelo assentamento diferencial, fraturas devido a causas meteorológicas (congelamento, descongelamento). A concentração de fluxo provoca a erosão das paredes da fenda [36] e [37]. A erosão do solo em contato (apelidado também de “external suffusion” ou “surface suffusion”) envolve a erosão seletiva de partículas finas a partir do contato com uma camada mais grossa, por exemplo, o que acontece ao longo do contato entre partículas de silte e cascalho [36] e [37]. Suffusion é uma forma de erosão interna, a qual envolve a erosão de partículas finas da matriz de partículas mais grosseiras. As partículas finas são removidas através dos espaços vazios entre as partículas de maiores dimensões pelo fluxo de escoamento, deixando para trás um esqueleto-solo intato formado pelas partículas mais grosseiras [36]. Tem início a montante por ação da água e caminha para jusante abrindo “canais”, onde a permeabilidade for maior. Esses “canais” vão sendo gradualmente maiores, abrindo um “caminho preferencial” para a água emergir do lado de jusante. A rutura por piping é um fenómeno que ocorre por erosão regressiva, ou seja, o avanço é no sentido contrário ao do fluxo, provocando ruturas concentradas no maciço, havendo migração interna de grãos finos pelo fluxo de percolação através de solos instáveis, levando à formação de um tubo (daí, em português ser chamado de erosão tubular), originado do carreamento de pequenas partículas de silte e argila, de jusante para montante, no maciço de solo compactado. Poderá também acontecer por uma fuga concentrada de partículas no sentido do escoamento numa zona altamente permeável [30], [35] e [36]. O piping é visível quando o caudal emerge na superfície do maciço, onde o movimento das partículas pode ser observado, assemelhando-se a uma “efervescência” [14]. Nas Figuras 3.24 e 3.25 apresenta-se esquemas de erosão regressiva, conhecida internacionalmente por backward, uma das formas da ocorrência de piping. Descreve um processo em que o material começa a corroer a uma saída livre e não filtrada do caminho de percolação para trás no sentido da face a montante da barragem [35]. Figura 3.24 – Ocorrência de erosão interna por erosão regressiva (backward) (adaptada de [35])
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 39 Figura 3.25 – Estágios de desenvolvimento de rutura de erosão interna por backward (1) progredindo depois para piping (2) (adaptado de [30]) A erosão interna tem maior possibilidade de ocorrer em solos incoerentes, areias finas e bastante uniformes, sendo este último o caso “mais problemático”, uma vez que a sua uniformidade facilita o movimento dos grãos, bastando uma partícula “abrir um caminho”, para que se inicie um processo irreversível, devido à falta de partículas de maior dimensão capazes de pôr fim a essa passagem. Para além disso, essas partículas desprendem-se com facilidade umas das outras, devido à inexistência de coesão, e como são finas, o processo de arraste pelas forças de percolação é facilitado [14]. Como se observa na Figura 3.26, o piping poderá ser dividido em quatro fases e poderá ocorrer de diversas formas: a) Através do Aterro; b) Através da Fundação; c) Através do Aterro para a Fundação. Sublinha-se o facto de se tratar de um processo consideravelmente rápido, podendo demorar cerca de 2 a 12 horas. Posteriormente será abordado o “fator tempo” em maior detalhe. a) b)
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 40 Figura 3.26 – Desenvolvimento do processo de piping numa barragem de aterro (adaptado de [19]) A figura anterior reflete o mecanismo de progresso de piping desde a sua fase inicial até se dar a rutura, passando pela formação de “entubamento” (formação de um tubo de escoamento preferencial) concentrado no maciço, até o progresso e o alargamento na forma de brecha, iniciando assim a erosão do solo, com consequente rutura e esvaziamento de toda a água do reservatório. De uma forma simplista, pode-se afirmar, que este processo não é mais que uma descarga não protegida de água/materiais para jusante [19] e [30]. Este fenómeno de fugas de água concentradas, varia consoante a forma e tipo de instabilidade interna. Pode resultar, por exemplo, de uma fraca compactação do solo, assentamentos diferenciais ou ação da geada, havendo ajustes nas partículas, especialmente nas que constituem solos instáveis, tal como as areias grossas e/ou cascalhos. Estes, pelo facto de terem pequenas quantidades de solos finos, estão sujeitos a um maior número de ajustes, propiciando assim maior probabilidade de ocorrência de processos instáveis em comparação com os solos de plasticidade elevada (argilas) que são menos vulneráveis à erosão [19], [30], e [35]. Na Figura 3.27 apresenta-se um esquema, que pretende retratar o que realmente sucede dentro do núcleo/filtro aquando de fenómenos de piping. Figura 3.27 – Mecanismo de formação de piping (adaptado de [30]) c)
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 41 Mostram as estatísticas que as barragens de aterro são as mais suscetíveis de sofrerem acidentes com rutura (76% dos casos, segundo a ICOLD em 1980). A erosão interna, em especial o piping, é uma importante causa de rutura e acidente em barragens. Até 1986, no que se refere às grandes barragens, as estatísticas de rutura são as apresentadas na Figura 3.28. Figura 3.28 – Ruturas que levam a acidentes em barragens de aterro (estatística feita até1986, inclui apenas grandes barragens) (baseado em [1]) Como se observa, cerca de metade de todas as ruturas são relacionadas com o piping e aproximadamente 42% delas ocorrem durante o primeiro enchimento. Cerca de 66% (englobando todos os tipo de ruturas) das ruturas ocorrem durante os primeiros 5 anos de operação das barragens [1]. Juntamente com o piping, o galgamento (Figura 3.29) é um dos principais fatores que conduz ao acidente estrutural. Figura 3.29 – Representação do acidente por galgamento no coroamento da barragem (adaptado de [38]) Tradicionalmente, a segurança em relação ao piping é avaliada considerando: O zonamento da barragem; A natureza dos filtros (caso existam); 31% - Piping através do Aterro 15% - Piping através da Fundação 2% - Piping do Aterro para Fundação 4% - Instabilidade de taludes 46% - Galgamento 2% - Terramoto
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 42 A qualidade de construção da barragem; As condições da fundação; Plasticidade e grau de compactação do solo; Desempenho da própria barragem no que se refere, por exemplo, a taxas de fluxo. São várias as propriedades que influenciam a erodibilidade dos solos, nomeadamente [19]: Teor em água do solo; Relação da dispersão entre as partículas; Peso específico do solo; Permuta catiónica do solo; Índice de plasticidade do solo; Tensão de corte do solo; Índice de vazios do solo; Temperatura do solo; Tamanho médio dos grãos; Percentagem de partículas que passam no #200; Temperatura, salinidade e pH da água. De um modo geral, pode-se dizer que a instabilidade de barragens ocasionada por piping é decorrente dos seguintes mecanismos [30]: Fluxo descontrolado de água que gera percolação nos espaços vazios do solo, reduzindo as forças de tensão superficial entre os grãos; Geração de pressões hidrostáticas provocadas pelo preenchimento de água em fendas no solo compactado; Formação de frentes de saturação que reduzem a resistência do solo pela perda da coesão aparente. As causas prováveis que levam a essas instabilidades são: falha na graduação de materiais aplicados na transição entre o filtro e o solo compactado, falta de controlo tecnológico na construção do aterro, fragmentação não tratada da rocha de fundação do aterro, falta de monitorização das pressões no maciço e descontrolo no vazamento de água a jusante do enrocamento [30]. Como resultado disto, em muitos casos, os engenheiros procedem a avaliações de segurança concentrando-se mais em aspetos que podem prontamente quantificar, como por exemplo: o risco de enchentes, rutura de taludes ou risco de terramotos [1]. A Figura 3.30 apresenta os fenómenos observados durante a ocorrência de piping através do aterro. Um aumento do escoamento, essencialmente escoamento de finos, foi o fenómeno mais observado, quer em caso de acidente quer de rutura. Em aproximadamente 30% dos casos de rutura, não se observaram fenómenos especiais até se dar a rutura ou acidente, porque não houve testemunhas oculares, pois muitas das ruturas ocorrem durante a noite. Orifícios/furos foram frequentemente observados em acidentes (mais de 40% dos casos). A observação nos acidentes de orifícios/furos no coroamento ou no maciço estabilizador de jusante pode indicar que as condições limitantes do
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 43 processo de erosão pelo piping ocorreram. Houve muito poucos casos de acidentes por piping em que tenham sido observadas alterações das pressões neutras [1]. Em relação ao uso de filtros em barragens de aterro, aproximadamente 30% de acidentes ocorreram em barragens sem filtros. Em 21 dos 31 acidentes em que havia a presença de filtros, o início de piping deveu-se ao facto de o material de filtro ser grosseiro ou mal graduado, e ter sido colocado junto a outros materiais sem a devida transição. Constatou também que a presença de solos dispersivos por si só, não influencia necessariamente a probabilidade de rutura. Entretanto, uma barragem de secção homogénea construída com solos dispersivos e com uma deficiente compactação, provavelmente terá maior possibilidade de piping [30]. A abordagem em relação a este tipo de solos, solos dispersivos, é realizada com maior profundidade posteriormente. De acordo com [30], o levantamento estatístico permitiu concluir que as barragens com enrocamento a jusante têm baixa probabilidade de ruturas por todos os modos de piping. Nesse tipo de barragem, há alta proporção de casos de acidentes, mas com menor probabilidade de progredir para rutura, quando comparado com os perfis com solo a jusante. No mesmo estudo concluiu-se também que barragens com fundação de origem geológica glaciar são particularmente suscetíveis a incidentes por piping. Constatou-se também que a probabilidade de rutura em barragens mais antigas é bem superior à que se regista em barragens mais novas. A probabilidade de rutura em barragens construídas antes de 1950 é 7,5 vezes superior à das barragens construídas após esse ano (ver Quadro 3.5) [30]. Quanto às propriedades dos materiais aplicados em núcleos de barragens, pesquisas mostram que as barragens construídas com argilas dispersivas são as mais suscetíveis a ruturas por piping, com uma frequência de 18% de casos (9 entre 51 casos) de ruturas por piping [30]. Figura 3.30 – Fenómenos observados durante a ocorrência de piping através do aterro (adaptado de [1]) Não se encontrou nenhum sinal de aviso Desconhecido Aumento da pressão neutra Turbilhão/ Remoinho de água no reservatório Fracturação/Entupimento Assentamentos Orifícios/Furos Escoamento de finos Aumento do escoamento RUTURAS ACIDENTES Número de casos 51 – casos de rutura 102 – casos de acidente
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 44 Os dados do Quadro 3.8 demonstram que o piping através do aterro ocorre com muita frequência durante o primeiro enchimento do reservatório. Quadro 3.8 – Ocorrência de incidentes após a construção – piping através do aterro (adaptado de [30]) Incidente após a construção Nº de casos % de casos Ruturas Acidentes Ruturas Acidentes Durante a construção 1 0 2 0 Durante o primeiro enchimento 24 26 47 25 Após o primeiro enchimento e durante os primeiros cinco anos de operação 7 13 14 13 Após os primeiros cinco anos de operação 18 60 35 59 Não conhecido 1 3 2 3 Nº total de casos de piping 51 102 100 100 A Figura 3.31 apresenta os fenómenos observados durante a ocorrência de piping através da fundação. À semelhança do que se observou na anterior análise (ocorrência de piping através do aterro), aumento de escoamento e escoamento de finos foram os casos mais observados tanto durante as ruturas como nos acidentes. Orifícios/furos e “Areia em ebulição” foram também frequentemente observados nos casos de acidentes, mas raramente evoluíram para a rutura [1]. Figura 3.31 – Fenómenos observados durante a ocorrência de piping através da fundação (adaptado de [1]) RUTURAS ACIDENTES 21 – casos de rutura 85 – casos de acidente Número de casos Desconhecido Não se observou nenhum sinal de aviso Excesso de pressão Turbilhão/Remoinho de água no reservatório Areia em ebulição Fendilhação Assentamentos Orifícios Escoamento de finos Aumento do escoamento
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 45 No que se refere à fundação (Quadro 3.9), a ocorrência de piping durante o primeiro enchimento e nos primeiros cinco anos de operação é muito considerável, sendo que 75% das ruturas ocorrem até ao fim dessa fase. Na grande parte dos casos, a água escoada antes da rutura não apresentava indícios de arrastamento de materiais, pelo que não havia evidência de ocorrência de piping. Essencialmente nos acidentes processados através da fundação, raras são as situações onde há alertas claros de que se trata de uma situação de emergência [1]. De acordo com [30], o levantamento estatístico realizado em 1998, baseado nos registos da ICOLD, identificou 21 ruturas em aterros associadas ao piping através da fundação, sendo que 19 dessas ruturas foram em grandes barragens. Assim, a probabilidade média histórica de ruturas em grandes barragens é de 1,7 x 10-3 (19 ruturas em 11192 barragens construídas até 1986), enquanto a probabilidade média histórica é de 6,3 x 10-5 por ano de operação (calculado pelo quociente entre 19 ruturas e 300 524 anos de operação até 1986). O estudo relata, ainda, que há tendência em ocorrer interrupção no processo de formação de piping pela fundação, de forma natural. Essa é uma das razões de o número de ruturas ser pequeno, havendo registro de apenas 19 casos. Em relação aos acidentes, verificou-se que 70 dos 85 acidentes ocorreram em grandes barragens, até 1986. Quadro 3.9 – Ocorrência de incidentes após a construção (piping através da fundação) (adaptado de [30]) Incidente após a construção Nº de casos % de casos Ruturas Acidentes Ruturas Acidentes Durante a construção 1 0 5 0 Durante o primeiro enchimento 4 23 20 30 Após o primeiro enchimento e durante os primeiros cinco anos de operação 10 19 50 24 Após os primeiros cinco anos de operação 5 36 25 46 Não conhecido 1 7 0 0 Nº total de casos de piping 21 85 100 100 A presença de filtro na fundação tem alguma influência na probabilidade de início de piping. O levantamento estatístico mostra (Quadro 3.10) que houve 43% de casos de acidentes e ruturas em barragens sem filtros na fundação [30].
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 46 Quadro 3.10 – Estatística de incidentes por piping com a presença e/ou inexistência de filtros na fundação (adaptado de [30]) Presença de filtros na fundação Nº de casos Ruturas Acidentes Nenhum filtro na fundação 13 33 Um filtro na fundação 1 23 Dois filtros na fundação 0 2 Não conhecido 7 27 TOTAL 21 85 No desastre de Baldwin Hills (Los Angels, em 1963), que foi acompanhado de perto, e consta de vários registos bibliográficos, ocorreu um pequeno mas detetável aumento consistente do escoamento através da fundação no reservatório. Facto este, observado durante 12 meses antes do colapso estrutural. Todavia, o caudal nessa ocasião foi cerca de metade do máximo atingido nessa barragem (registado durante o primeiro enchimento), daí não ser recomendável ignorar qualquer tipo de ocorrência menos comum. Em aproximadamente 50% dos casos de rutura havia insuficiência de informação relativa ao tempo da ocorrência da rutura por piping, o que torna difícil a tarefa de estimar esse período. Na maioria dos casos em que a informação estava disponível, o desenvolvimento registou-se em aproximadamente 6h, mas em alguns desses casos o tempo registado foi de apenas 2 a 3h, o que não deixa grande possibilidade de atuação. O tempo de desenvolvimento do piping foi superior a um dia em apenas um dos casos de insucesso registado (barragem de Panshet). Neste caso o escoamento de finos foi observado durante 35h, até à rutura da barragem [1]. O intervalo de tempo que leva uma barragem a romper ou formar brechas e o respetivo grau de rutura influenciam as características da rutura (Figura 3.32), podendo uma modelação mais detalhada da evolução da brecha conduzir a medidas de proteção mais condizentes com as consequências do acidente. O tipo de rutura depende, fundamentalmente, das características da barragem e das causas de acidente [39]: Rutura total, ou quase total, muito rápida, em barragens de tipo arco ou abóbada; Rutura parcial em barragens de gravidade em betão; Rutura lenta e parcial em barragens de aterro. De acordo com uma regra empírica, o valor do caudal máximo correspondente a uma rutura instantânea é cerca do dobro do valor correspondente a uma rutura gradual, relação que se verificou no caso da barragem de aterro de Teton, nos EUA, cuja fase decisiva de rutura durou cerca de três horas [39].
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 47 Figura 3.32 – Exemplo de análise de sensibilidade que contempla o tempo de rutura e a largura da brecha (simulação de rutura parcial da barragem da Aguieira) (adaptado de [39]) 3.6.2.1. Piping em solos incoerentes O piping nos solos incoerentes está subordinado a dois condicionalismos: o hidráulico e o geométrico. A condição hidráulica traduz-se pela relação entre a força de percolação e as forças estabilizadoras. Figura 3.33 – Equilíbrio de uma partícula (adaptado de [14]) Tanto Fp, como Tt são sempre forças instabilizadoras; a força P tanto pode ser instabilizadora como estabilizadora, de acordo com a direção e sentido do fluxo. Somando vectorialmente as grandezas, pode-se estabelecer um coeficiente de segurança pela comparação das duas resultantes [14]. TR – Tempo de Rutura LB – Largura da Brecha
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 54 Este método é aplicável na determinação inicial de risco e adotado na comparação com os resultados do método de Árvore de Eventos, não sendo recomendado o seu uso isolado, para estimar probabilidades. O método consiste em se conhecer os dados sobre a barragem em análise, nesse sentido, procura-se ter conhecimento de certas informações, como [30]: O ano de construção da barragem; A altura máxima do aterro; O método construtivo da barragem, em especial do núcleo. Controle tecnológico das camadas de fundação e aterro existentes, suas características, grau de compactação e teor de humidade ótima aplicado à compactação; O material aplicado no núcleo e sua classificação de acordo com a origem geológica, o material aplicado em filtros, resultados de ensaios de granulometria dos materiais, inclusive como foi construída a transição entre núcleo e taludes do aterro, os dados de monitorização do maciço, em especial o primeiro enchimento até os cinco primeiros anos de operação. Consoante o tipo de estrutura em questão, escolhem-se vários fatores a serem multiplicados pela probabilidade média histórica, como por exemplo: Frequência de monitorização e supervisão da barragem; Valores de percolação observados, inclusive a variação ao longo do tempo; Tipo de tratamento usado na fundação; Tipo de solo do núcleo e sua classificação padronizada; Origem geológica dos materiais usados no núcleo; Filtros; Compactação do maciço. Posto isto, definido a série de fatores a considerar, o passo seguinte será multiplica-los de forma a sintetizar a probabilidade média histórica anual. Tal como no método da Árvore de Eventos, este método também tem características que o limitam, como por exemplo, a probabilidade de ruturas são baseadas em grandes barragens, o que pode induzir a subestimação ou superestimação sobre a influência de cada um dos fatores, levando a uma quantificação errada da probabilidade de rutura caso se trate de uma pequena barragem. Outra limitação a salientar é o facto de, nas análises, o peso dos fatores serem independentes uns dos outros, quando é provável a existência de dependências entre eles. Como eles são multiplicados entre si, poderá haver sobreposição e/ou duplicação de fatores de peso, havendo assim sub ou sobre valorização de alguns. De uma forma geral, a grande maioria dos autores opta preferencialmente pelo método da Árvores de Eventos, face ao método de performance histórica. Algumas das vantagens apontadas são: O problema é desdobrado em componentes menores, as quais dão a estimativa de probabilidade de forma mais fácil;
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 55 O facto de ser uma análise gráfica, possibilita um melhor entendimento, proporcionando discernimento qualitativo do desenvolvimento do fenómeno em estudo, pois ilustra a sequência de eventos desde o seu início até completar o conjunto de possíveis resultados; Por ser um processo de modelação indutiva, a análise pela Árvore de Eventos possibilita identificar situações, nas quais as sequências de eventos não são conhecidas com certeza à partida. 3.6.3.3. Modelos matemáticos de previsão de piping A deteção do piping, e mesmo a sua taxa de desenvolvimento, quando já foi detetado in situ, é difícil de prever [40]. A taxa de erosão tem uma influência significativa no tempo de progressão do piping e no desenvolvimento da brecha que surge na barragem. Isto proporciona uma indicação da quantidade disponível de tempo para evacuar a população a jusante da barragem em risco, tendo assim uma importante implicação para a gestão da segurança da mesma. Diferentes solos sofrem erosão de diferente forma. Infelizmente, a relação entre os parâmetros da erosão e as propriedades químicas dos solos permanece ainda um pouco desconhecida nos dias de hoje. Por essa razão, Bonelli e Benahmed (2010) [40] realizaram recentemente um estudo na tentativa de conhecer o valor temporal da ocorrência do fenómeno de piping com maior exatidão, e quais os fatores, parâmetros e grandezas relacionadas com esse fenómeno. O estudo refere-se à progressão do processo de piping num “alargamento de um furo” colocado horizontalmente no interior de uma barragem de aterro homogénea. Consideraram que a erosão do furo seria um teste simples e eficiente de quantificar os parâmetros da erosão. Segundo os autores, o objetivo do desenvolvimento deste estudo passava por estabelecer novas relações entre parâmetros importantes até então pouco interligados. Concentram-se em analisar o tempo levado desde a iniciação do processo de erosão regressiva até à ocorrência de rutura, registando a magnitude, nesse preciso momento, de dois parâmetros básicos relacionados com o piping (neste caso): o coeficiente de erosão e o diâmetro máximo do tubo antes do colapso. Como perfil adotado, foi considerado um caso de uma de reta contendo um tubo circular de raio R(t), a barragem com uma altura de Hdam e uma largura base de Ldam, em que Ldam=CL*Hdam definindo o modelo seguinte (o CL variou entre 1,54 e 3 nos ensaios): Figura 3.40 – Esboço da ocorrência de piping numa barragem de aterro (adaptado de [40])
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 56 As relações entre as medidas são definidas da seguinte forma: ( ) [ ( )] (3.12) ( ) [ ( )] (3.13) onde: ( ) – comprimento do tubo; ( ) – queda da pressão média; – coeficiente que relaciona Hdam com o Ldam. A taxa do alargamento do tubo é altamente dependente da erodibilidade do solo, medida pelo Ce, coeficiente de erosão. O alargamento do tubo poderá leva a uma brecha que pode, por sua vez conduzir ao colapso total da estrutura. A evolução do diâmetro do tubo com o tempo, no processo de piping com gradiente hidráulico constante, é dada pela equação (3.14): ( ) [ ( ) ( )] (3.14) (3.15) (3.16) em que: – Tempo característico de erosão interna; – Raio inicial; – Tensão de Corte Crítica; – Queda de pressão no orifício/tubo; – Comprimento do tubo; – Densidade do solo seco; – Coeficiente de erosão do solo; – Pressão de condução, igual à tensão de corte tangencial exercida pelo fluxo de piping no solo. Para a definição da equação (3.14) foram realizados 18 ensaios, utilizando nove solos diferentes. O raio inicial, Ro, e o comprimento do tubo, L, são dados do problema, tendo assumido valores de 3 e 117 mm respetivamente. O piping em solos coesivos ocorrerá quando [40]. Os autores propuseram uma equação de modo a avaliar o tempo disponível desde o momento em que se dá a brecha inicial até ao colapso total da barragem. O processo de piping começa no instante
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 57 inicial, t0, com o raio inicial, R0, ambos conhecidos. A inspeção visual define o instante de tempo, td > t0, da deteção, e pode fornecer também uma estimativa da taxa de fluxo de saída, portanto, uma estimativa do raio do orifício Rd>R0. Ru e tu definem o raio máximo do tubo antes do colapso e o instante de colapso, respetivamente. O raio de início da erosão pode ser negligenciado, caso Rd << Ru. O intervalo de tempo entre a brecha inicial e o colapso, , pode ser estimado da seguinte forma: ( ) (3.17) Para t > tu, mesmo já tendo acontecido o colapso, a rutura por piping continua a provocar erosão levando, provavelmente, a sérios danos a jusante. Este importante resultado estabelece o coeficiente de erosão, Ce, que pode servir como um indicador do tempo restante para o acidente. O fluxo máximo assumido corresponde ao raio máximo do tubo. Consequentemente, o instante da rutura da barragem, obtido através do cálculo de , também é o momento do pico de descarga. A figura seguinte retrata um esboço do trabalho desenvolvido por Bonelli e Benahmed (2010). Figura 3.41 – Esboço do trabalho desenvolvido por Bonelli e Benahmed (2010), retratando várias fases do processo da erosão por piping, desde o seu início até ao colpaso da estrutura (adaptado de [40]) 3.6.4. ENSAIOS LABORATORIAIS PARA A DETERMINAÇÃO DA OCORRÊNCIA DO PIPING Briaud et al (2001) [41] com base num método laboratorial desenvolvido no início da década de 90, designado por Erosion Function Apparatus (EFA) (Figura 3.42), desenvolveram ensaios para a determinação da erodibilidade de solos. Este método consiste em determinar a taxa de erosão de uma amostra de um solo, pela ação da água, impondo a exposição dessa amostra ao escoamento que ocorre num tubo, e fazendo variar a velocidade desse escoamento.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 58 Figura 3.42 – Erosion Function Apparatus (adaptado de [19]) Além deste procedimento, existem outros dois, também muito comuns, para avaliar a erodibilidade dos solos: a) Jet Erosion Test; b) Hole Erosion Test. a) Jet Erosion Test (JET) Desenvolvido nos EUA, realizado tanto no campo como em laboratório, o ensaio consiste em medir o tempo de lavagem do solo numa vertical submersa com um jato a incidir. O aparelho é constituído, principalmente, por um depósito superior ajustável, um tubo de jato, um sistema de calibração e um tanque de submersão. As medições são feitas pelo operador por meio de um medidor que se encontra no eixo do jato que está a incidir. Este mecanismo assume que a erosão que ocorre durante o ensaio é principalmente devido à tensão de corte aplicada ao solo perto do eixo do jato [37]. Figura 3.43 – Jet Erosion Test realizado in situ (adaptado de [37])
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 59 b) Hole Erosion Test (HET) O Hole Erosion Test desenvolvido pela Cemagref (instituição de pesquisa pública especializada em ciências e tecnologias para o meio ambiente localizada em Lyon, França) foi projetado para testar duas amostras de solos, deformadas ou intatas, tomadas in situ [37]. O procedimento de ensaio foi cuidadosamente definido de modo a garantir reprodutibilidade dos testes, evitando qualquer dependência do operador. A instrumentação inclui sondas de pressão, um medidor de vazão e um turbidímetro (aparelho que permite medir a turbidez de um líquido). O princípio de funcionamento é simples: um tubo de raio de 3 mm é inicialmente penetrado na amostra de solo; em seguida, um fluxo de água circula através da conduta de um modo controlado, a fim de se iniciar o processo de erosão. Figura 3.44 – Hole Erosion Test dispositivo desenvolvido pela Cemagref (adaptado de [37]) Este ensaio não foi desenvolvido especificamente para avaliar os solos pelas suas características de erosão regressiva (backward). O HET foi concebido para determinar a taxa de erosão em solos sujeitos a fugas concentradas de finos, tais como as que podem ocorrer numa fenda através de solos coesivos no núcleo de uma barragem. Richards e Reddy (2009) [42] desenvolveram um equipamento para a determinação do gradiente hidráulico crítico para o qual o piping ocorre, que designaram por True Triaxial Piping Test Apparatus (TTPTA). Os métodos anteriormente referidos para a avaliação da erodibilidade dos solos têm a sua aplicação limitada a solos coesivos. Esses métodos não são adequados para simular as condições num maciço zonado com materiais não coesivos, e onde o estado de tensão varia em função do local. Este método foi desenvolvido com o objetivo de caraterizar uma maior variedade de solos, com uma maior gama de tensões de corte, gradientes hidráulicos e pressão nos poros. O método é suposto ser adequado para materiais não coesivos, uma vez que além de poder ser estudado o gradiente hidráulico crítico (tal como acontecia nos métodos referidos anteriormente), também se pode analisar a velocidade crítica de início da ocorrência do piping, o que pode ser relevante em termos informação mais detalhada sobre o
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 60 início do fenómeno, concretamente face à avaliação do potencial de ocorrência de início de erosão regressiva, uma das impossibilidades dos outros métodos [42]. Este método, além de trazer essa evolução face aos métodos existentes até à data, também permite analisar a influência da variação da direção da infiltração em relação à direção da gravidade, evidenciando que os resultados dos ensaios realizados na direção horizontal não podem ser diretamente comparados com os dos ensaios realizados na vertical, devido à influência significativa da gravidade. Muitos autores estudaram a relação entre a distribuição do tamanho das partículas e o gradiente hidráulico. Tanto Adel et al. (1988) [43], como mais tarde Richards e Reddy (2009) [42] salientam que, ao invés do gradiente hidráulico, o que é realmente importante de analisar é a velocidade de fluxo crítica pois essa é que indica o potencial real de ocorrência de piping num solo. Porém, constatou tratar-se de uma propriedade difícil de determinar, uma vez que o valor absoluto e a direção da velocidade nos poros não são constantes. Alguns ensaios permitiram concluir que o TTPTA conduz a valores relativamente consistentes, registando uma variação de cerca de 10%, quando se avalia a sua repetibilidade. O erro poderá ser parcialmente explicado pela exatidão dos diferentes medidores e reguladores usados, alguns com um erro de 3 a 4%, bem como pelo método de colocação do solo no aparelho, que origina diferenças em relação ao índice de vazios, e conduz à variação do caminho de escoamento dentro da amostra. Os testes demonstram que o ângulo entre a direção do fluxo do escoamento e a direção da gravidade é um fator relevante a considerar na avaliação do potencial de ocorrência de piping. A taxa de variação da quantidade de fluxo no escoamento tem uma influência mínima nos resultados do ensaio. Figura 3.45 – Aspeto doTTPTA na sua posição de ensaio (adaptado de [42]) O equipamento do TTPTA foi aperfeiçoado após dois protótipos anteriores e das melhorias feitas para a conceção global e instrumentação.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 61 O aparelho permite a determinação tanto do gradiente hidráulico crítico como da velocidade crítica necessária para que se inicie o piping, registando a taxa de variação do fluxo e a taxa de variação de pressão (relacionando a pressão de entrada com a de saída). É possível registar também a massa de efluente descarregado por segundo (através de um turbidímetro, que mede a turbidez causada por partículas suspensas num líquido) e a pressão diferencial a cada milésimo de segundo. A Figura 3.46 foi obtida a partir dos resultados de ensaio num solo. Uma vez iniciado o piping, o diferencial de pressão começou a aumentar, aumentando também o solo que entra no tubo de saída. A pressão de saída aumentou também, a um ritmo um pouco diferente após o início do piping, e a turvação mostrou uma queda repentina na pressão, devido à obstrução do detetor pelo solo. A taxa de variação de entrada de fluxo pode influenciar os dados do ensaio. Por exemplo, quando uma válvula é subitamente aberta, a taxa de entrada de fluxo aumenta exponencialmente nesse momento, o que poderá levar à ocorrência de piping. Na natureza, não será de esperar que este tipo de fenómenos transitórios possa ocorrer, o que pode acontecer são os casos de ruturas em barragens por erosão interna aquando do enchimento de uma albufeira, podendo induzir a um rápido (mas mais gradual) aumento das taxas de fluxo de infiltração. Figura 3.46 – Registo do tempo decorrido para se dar o início do piping relacionando o diferencial de pressão (adaptado de [42]) A Figura seguinte apresenta os resultados da análise de um solo, conduzindo a um valor máximo da velocidade crítica para cerca de 5 a 6 (mL/min)/min da taxa de variação de entrada de fluxo. Conclui-se que a velocidade crítica varia, no máximo, cerca de 10% em relação a um valor médio [42].
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 62 Figura 3.47 – Valores da velocidade crítica em função da taxa de variação do fluxo de entrada, obtidos nos ensaios TTPTA (adaptado de [42]) Na figura seguinte apresentam-se os resultados de ensaios realizados para avaliar a influência do ângulo de infiltração na velocidade crítica. Há uma tendência para o aumento da velocidade crítica, com o aumento do ângulo de infiltração em relação à horizontal. De facto, a velocidade crítica necessária para induzir piping num dos ensaios era de 1,33cm/s, valor significativamente maior do que o valor médio de 0,97cm/s, obtido nos ensaios realizados com a infiltração na direção na horizontal [42]. Estes ensaios vêm, aparentemente, confirmar que a força da gravidade, e portanto a direção de infiltração, têm uma influência significativa sobre a velocidade crítica necessária para induzir o piping. Figura 3.48 – Velocidade crítica em função do ângulo de infiltração (adaptado de [42])
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 63 3.6.5. ESTUDOS RECENTES NO ÂMBITO DA EROSÃO INTERNA De acordo com o referido em [19], Auvienet et al (2010), usando o método dos elementos finitos, realizaram análises com o intuito de perceber de que forma o rápido enchimento/esvaziamento influencia a velocidade de fluxo e afeta a erosão do solo. Consideraram para isso uma geometria de aterro simples (Figura 3.49), a taxa de rebaixamento foi estabelecida em 1,1m/dia, perfazendo um total de 5,5 metros em 5 dias. Da mesma forma consideraram que o aterro era constituído por um material homogéneo e isotrópico, com condutividade hidráulica k = 1x10-5 m/s e de porosidade n = 0,3 (índice de vazios e = 0,43) [19]. Figura 3.49 – Geometria e condições fronteira do aterro estudado por Auvienet et al (adaptado de [19]) Os resultados apresentados na Figura 3.50 evidenciam que durante o esvaziamento do reservatório, as velocidades poderão atingir valores relativamente elevados em alguns pontos; estas velocidades podem facilitar o piping dos materiais destas regiões e comprometer a estabilidade dos taludes. Figura 3.50 – Vetores velocidade para dois intervalos de tempo distintos, durante o esvaziamento do aterro (adaptado de [19]) A Figura 3.51, mostra o gradiente hidráulico máximo de saída (imax = 0.499) obtido no pé do talude no final do esvaziamento rápido (t = 5 d).
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 70 3.7. EVOLUÇÃO HISTÓRICA DO ESTUDO DOS FILTROS 3.7.1. O CRITÉRIO DE TERZAGHI De acordo com [14], Terzaghi (1922), com base em conhecimentos científicos e notável sensibilidade, estabeleceu que, para proteger uma barragem da rutura por erosão interna, é necessário prover filtros de proteção, que por sua vez têm que satisfazer dois requisitos opostos: o material deve ser permeável o suficiente para permitir o livre escoamento da água sem alteração da estrutura granulométrica do filtro e sem causar excessiva perda de carga e, simultaneamente, ser fino o suficiente para evitar a migração de partículas do solo através dos seus poros. A granulometria requerida para o material filtrante era encontrada através de métodos empíricos, tendo posteriormente sido estabelecidas as seguintes relações, baseadas na granulometria do filtro e do solo a ser protegido: (3.18) em que: Máxima dimensão das partículas do material de filtro correspondente a 15% em peso do material passado numa análise granulométrica; Máxima dimensão das partículas do solo base correspondente a 85% em peso do material passado numa análise granulométrica. Figura 3.59 Esquema de funcionamento de um filtro segundo o critério D15/d85 (adaptado de [14])
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 71 No funcionamento dos filtros de proteção admite-se que, se o filtro impede o movimento das partículas de maior dimensão do solo base, estas, por sua vez, impedirão o movimento das menores (é isto que se espera em solos de granulometria contínua). Estes critérios têm sido utilizados desde aproximadamente 1930 (Figura 3.59). De acordo com [14], Bertram (1940), orientado por Casagrande, procedeu a ensaios laboratoriais para validar este critério, utilizando filtros uniformes e areia fina bastante uniforme, simulando assim as condições mais propícias à ocorrência de piping. Realizou também estudos tendo por base o que foi proposto por Terzaghi e concluiu que, se os poros dos filtros forem suficientemente pequenos para impedir o movimento das partículas do solo base correspondentes ao diâmetro máximo de 85% das partículas (d85), as partículas mais finas também seriam impedidas de penetrarem no filtro. No seguimento do raciocínio, Taylor (1948) por sua vez, realizou uma análise com base em esferas de igual diâmetro, numa aproximação grosseira, para estabelecer a dimensão máxima das partículas que podem ser usadas como material de filtro sem o perigo da penetração de finos através de seus poros. Mostrou que se três esferas têm diâmetros 6,5 vezes maiores que o diâmetro de uma esfera menor, esta pode mover-se através da abertura central entre as maiores, logo ter-se-ia que limitar a dimensão do material do filtro a um valor inferior a 6,5 vezes ao do material a filtrar (Figura 3.60). Figura 3.60 – Ilustração do esquema analisado por Taylor (1948) (adaptado de [14]) A validade do critério de Terzaghi foi assim confirmada e manteve a sua forma original pela margem de segurança satisfatória que apresentava. Este critério, originalmente concebido para filtros uniformes, apresenta, justamente nesse ponto, as suas limitações, pois a sua conceção e dimensionamento é complicada e a sua construção onerosa, uma vez que eles exigem equipamento próprio, material exclusivamente para “fabricar filtros” e têm que ser construídos em camadas, sendo cada camada sucessivamente mais grosseira que a anterior. 3.7.2. O TRABALHO DE KARPOFF De acordo com [14] Karpoff (1955) realizou uma série de ensaios de filtração envolvendo materiais granulares incoerentes com vista ao desenvolvimento de um critério para a seleção de uma adequada granulometria dos filtros. O estudo protagonizado por Karpoff constitui o estado de arte da época. Este investigador realizou ensaios para filtros de granulometria uniforme e filtros bem graduados.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 72 Neste seguimento, para uma maior lucidez e compressão do trabalho, explica-se em seguida esses termos (Figura 3.61) [46]: Figura 3.61 – Curva característica de um solo de granulometria extensa e uniforme (a) e de um solo bem graduado e mal graduado (b)) (adaptado de [46]) A Granulometria extensa (castanho) – quando existem partículas de várias dimensões, permitindo assim um embricamento entre as partículas, aumentando a estabilidade; Granulometria uniforme (amarelo torrado) – há uma grande percentagem de partículas da mesma dimensão. Solo bem graduado (castanho) – em geral estão presentes partículas de todas as dimensões; tem um melhor comportamento sob o ponto de vista da engenharia, pois as partículas menores ocupam os vazios correspondentes às partículas maiores, criando um imbricamento, resultando assim uma menor compressibilidade e maior resistência; Solo mal graduado (amarelo torrado) – há predominância de partículas de um certo diâmetro. Karpoff verificou que, um material de granulometria uniforme, poderia ser apenas definido pela dimensão média das partículas presentes, o que corresponde aproximadamente ao D50. A relação D50/d50 foi escolhida como fator de controlo para a estabilidade deste tipo de filtros. Estabeleceu-se, assim, mais um critério a ser utilizado. Dos resultados dos ensaios estabeleceu-se um intervalo de grandezas numéricas que se passa a apresentar: Quadro 3.11 – Proposta de Karpoff para filtros (adaptado de [14]) Filtros Uniformes Filtros Graduados de partículas: Naturais, arredondadas Angulosas Naturais, sub-arredondadas a) b)
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 73 É de realçar o facto de Karpoff ter distinguido material anguloso obtido de forma artificial (obtido por britagem), pois este contém um alto grau de angulosidade e consequentemente uma grande percentagem de vazios, o que requer assim um material de granulometria mais fino. No entanto, a razão D50/d50, não está devidamente fundamentada que justifique o uso da mesma como fator de controlo da estabilidade dos filtros, tendo um papel quase que “irrelevante” no dimensionamento de filtros granulares [14]. 3.7.3. O ESTUDO DE SHERARD, DUNNUIGAN E TALBOT Estes autores realizaram uma exaustiva investigação laboratorial sobre os filtros, durante os anos 1981-1982, verificando-se os pressupostos anteriores. A relação D15/d85 apresenta-se como o principal critério para julgamento da adequabilidade de filtros de proteção, e continua a ser o principal fator de análise geométrica no estudo do piping. A dimensão D15 tem um papel fundamental nas características de retenção de partículas e permeabilidade dos filtros. Partindo deste facto, no caso de solos incoerentes, utilizou-se nas experiências de filtros de graduação, material relativamente uniforme com D15 variando entre 1,0-10 mm (Figura 3.62). Na sua maioria, os filtros eram constituídos por solos aluvionares com partículas sub-arredondadas a sub-angulares. Como solo base, utilizaram areia muito uniforme (Figura 3.63) [14]. Figura 3.62 – Uma das curvas granulométricas dos filtros utilizados no programa de ensaios (adaptado de [14]) Nos ensaios, essencialmente fez-se passar um caudal pelo sistema com medição da quantidade de material de base que atravessava o filtro, julgando-se posteriormente os resultados dos ensaios através do critério: “bem-sucedido”, “deficiente” ou “intermediário”. Nos ensaios em que nenhuma, ou praticamente nenhuma, quantidade de areia atravessava o filtro, mantendo-se o fluxo, transportava-se o equipamento para uma mesa vibratória e aí produzia-se uma vibração relativamente forte. Depois, procedia-se à análise dos resultados observados.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 74 Figura 3.63 – Curva granulométrica dos solos base utilizados nos ensaios (adaptado de [14]) Considera-se “bem-sucedido”, quando nenhuma quantidade significativa de material de base conseguiu atravessar o filtro; considera-se “deficiente”, quando uma quantidade bastante significativa de material de base atravessou o filtro nos primeiros 60 segundos de fluxo, e continuava numa razão aproximadamente constante; caso se prolongasse o ensaio, praticamente todo o material da base passaria pelo filtro; considera-se “intermediário”, quando nenhuma quantidade significativa de material de base atravessou o filtro na altura em que unicamente atravessava o fluxo de água, porém uma grande quantidade o fez durante o período em que também se utilizou a vibração [14]. A figura seguinte retrata essas mesmas classificações num gráfico que relaciona a dimensão D15 do filtro com a dimensão d85 do material base. Na figura observa-se que, na análise do melhor material para o filtro, há uma linha muito ténue a separar a falha do sucesso. Figura 3.64 – Relação entre D15 do filtro e do d85 do solo base (adaptado de [14])
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 75 Alguns anos mais tarde, de acordo com [14], Sherard et al. (1984) realizaram ensaios de permeabilidade sobre quatro tipos de materiais granulares. Foram preparadas amostras duplicadas com exatamente a mesma distribuição granulométrica, uma de material aluvionar sub-arredondado e outra de partículas angulares obtidas por britagem de calcário (Figura 3.65). Figura 3.65 – Material granular utilizado nos ensaios de permeabilidade (adaptado de [14]) Estes solos, juntamente com mais 11 outros materiais granulares, normalmente utilizados em filtros ou drenos de barragens, foram sujeitos a um amplo estudo de permeabilidade, cuja finalidade consistia em analisar a variação dos resultados obtidos nos ensaios de permeabilidade para o mesmo material, utilizando os mesmos procedimentos, no mesmo laboratório. Para cada três amostras independentes do mesmo material, media-se a variação dos valores de k, do qual os resultados variavam aproximadamente entre 10% a 20% do valor médio, sendo que, esse valor era superior no caso de se tratar de amostras mais bem graduadas. É importante evidenciar que o valor médio de k para o estado solto era, em geral, cerca de 1,1 a 3,0 vezes maior que o do estado compacto. Relacionando a dimensão D15 dos materiais ensaiados com os respetivos valores médios de permeabilidade, verificou-se que o coeficiente de permeabilidade para um filtro no estado compacto varia geralmente entre k=0,2 D152 a 0,6 D152, com uma média de aproximadamente k=0,35 D152, sendo k em cm/s e D15 em mm [14]. Através da observação do quadro seguinte, onde se apresentam os resultados médios dos três ensaios realizados para cada amostra, comprova-se que a permeabilidade das amostras compostas por partículas aluviares (sub-arredondadas a arredondadas) têm geralmente um k superior, quando comparado com o das partículas obtidas por britagem (angulosas).
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 76 Quadro 3.12 – Resultados dos ensaios de permeabilidade em partículas aluviares e partículas obtidas por britagem (adaptado de [14]) Material Coeficiente de Permeabilidade (k) Partículas Aluvionares Partículas obtidas por britagem 3 0,011 0,0035 7 0,039 0,026 12 4,5 2,0 14 8,8 9,5 Deste modo, pode-se então admitir que se a permeabilidade dos materiais aluviares não for significativamente superior à dos obtidos por britagem para o mesmo D15, é razoável assumir que os canais de interligação entre os poros também não o são, podendo ambas ser soluções satisfatórias para constituir material para filtro, podendo também ser dimensionadas através do mesmo critério [14]. Um dos grandes avanços nestes estudos apontado por Sherard, e que se veio a revelar fundamental no desenvolvimento de estudos mais recentes, é o facto de não ser necessário que as curvas granulométricas do solo base e do filtro sejam geometricamente semelhantes (curvas paralelas), uma ideia defendida até então, pelo que perdem sentido os tão generalizados critérios baseados em relações do tipo D50/d50 e D15/d15 [47]. 3.7.4. RACIONALIZAÇÃO DOS CRITÉRIOS DE DIMENSIONAMENTO DE FILTROS Considerando que os materiais em geral mais utilizados em núcleos de barragens são as argilas, justamente os materiais com um comportamento relativamente complexo, dada a sua sensível variação de características conforme as condições de estado e a origem geológica, devem realizar-se ensaios laboratoriais, no sentido de perceber o seu funcionamento hidráulico-mecânico, no âmbito das estruturas em análise [14]. Existem certos tipos de solos que apresentam características que dificultam a aplicação do critério clássico de filtros (D15/d85). Por vezes trata-se de situações em que o principal problema é a má graduação do solo, veja-se o exemplo da Figura 3.67. Observa-se que o solo representado pela Curva 1 teria condições necessárias para satisfazer o critério . Porém a granulometria não contém certas dimensões e apresenta partículas dispersas de rocha (cascalho). O mais correto a fazer em situações semelhantes a esta, é não considerar as partículas grosseiras e entrar apenas com a matriz fina do solo, Curva 2. Assim sendo, obtém-se um material de granulometria bem mais fina do que o representado pela Curva 3 [14].
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 77 Figura 3.66 – Exemplo de um solo cuja granulometria apresenta falta de certas dimensões (adaptado de [14]) 3.7.5. APARECIMENTO DO CONCEITO “FILTRO PERFEITO” Balderhead, barragem da Grã-Bretanha com 48 metros de altura, construída no ano de 1965, sofreu um acidente em 1967, provocado pela erosão interna do núcleo argiloso (tratava-se de um núcleo estreito), resultando daí furos na sua crista. Durante o primeiro ano de enchimento do reservatório, registaram-se dois aumentos de percolação a partir de infiltrações do dreno subterrâneo, com fugas máximas de 35 a 65 l/s, alterando entre escoamentos turvos e claros. Após cerca de três meses de registados esses escoamentos, desenvolveu-se um furo de cerca de 3 metros na crista, a infiltração depois passou para 10 l/s mas durante os escoamentos houve um rebaixamento da linha de água de 9 metros. Os projetistas depararam-se então, nesta altura, com a urgente necessidade de providenciar um filtro que garantisse a não repetição do caso da barragem de Balderhead. Vaughan em 1982 [48] introduziu, então, o conceito de “filtro perfeito”, que operaria independentemente da fendilhação e da quantidade de segregação do material erodido: O que distinguia este critério de todos os apresentados até então, era o facto de este depender da permeabilidade, ou seja, Vaughan sugeriu que as características de retenção de partículas de um filtro poderiam ser descritas com maior generalidade através da sua permeabilidade ao invés da sua granulometria. A característica fundamental do critério foi deduzida a partir da realização de ensaios que constavam basicamente na passagem de suspensões aquosas contendo argila floculada através de amostras de filtros, e posto isto ocorreria uma de duas possíveis situações: ou a suspensão passava diretamente através do filtro, ou era retida neste, formando, nesse caso, uma película argilosa na superfície do filtro. Após a eliminação destes finos, lavando-se o filtro, este não retinha mais flocos de argila, apresentando igualmente um aumento considerável na permeabilidade. Conclui-se desta forma, que a
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 78 dimensão dos poros de um filtro, e em consequência, a sua capacidade de retenção de partículas individuais, depende da sua permeabilidade [14] e [48]. A metodologia de dimensionamento consiste, resumidamente, em estudar-se primeiro as características químicas da água que percolará pelo maciço terroso, examinando-se assim o comportamento do sistema solo-água, comparando-se resultados de forma a apreciar a floculação da argila. Conhecida a dimensão das partículas formadas, procede-se então à caracterização através de ensaios, da permeabilidade dos materiais disponíveis e apropriados para filtros. Estes estudos foram baseados em relações teóricas entre a permeabilidade, dimensão dos poros e a porosidade, propostos para solos granulares. Considera-se, assim, que o tamanho do floco que atravessará o poro do filtro, varia linearmente com a dimensão deste, definindo uma “fronteira estável de filtragem”, através da equação [14] e [48]: (3.19) em que: k – Permeabilidade; – Diâmetro representativo do tamanho do floco em µm (neste caso está relacionado com d85). Figura 3.67 – Determinação da fronteira estável de filtragem (adaptado de [14]) A Figura 3.67 retrata uma relação que poderá ser utilizada para fins de dimensionamento preliminar de filtros, estabelecida entre a dimensão d85 dos flocos (que passam ou são retidos pelo filtro) e a respetiva permeabilidade do filtro. Frisa-se o facto de que os diversos ensaios realizados com várias argilas britânicas, terem permitido concluir que o tamanho do floco varia consoante a concentração salina (cálcio, magnésio, potássio, sódio) bem como com a concentração de argila, justificando, desta forma, ser essencial que os ensaios sejam realizados com uma concentração padronizada de argila. Este tipo de abordagem “obriga” a soluções muito do lado da segurança [14].
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 79 Este mecanismo de autofiltragem em que se tem em consideração as características hidráulicas (velocidade, pressão e características químicas da água, duração do escoamento), foi abordado pela primeira vez por Sherard et al (1984) quando este afirmou que a granulometria grosseira extensa e, de certo modo a instabilidade interna, fazem com que nos ensaios de filtros, estes materiais se comportem de forma bem diferente da dos solos impermeáveis mais comuns. De facto, nos ensaios “bemsucedidos” com estes últimos materiais, as partículas mais grossas bloqueiam na interface os vazios do filtro, evitando assim que qualquer erosão significativa se venha a desenvolver posteriormente. Mas em ensaios semelhantes com os solos de granulometria grosseira e extensa, as partículas de maiores dimensões destes solos impermeáveis são maiores que a abertura dos vazios do filtro, acumulando-se na interface solo-filtro, e interferindo negativamente no processo da filtragem (Figura 3.68) [47]. Figura 3.68 – Influência da granulometria do solo do núcleo nos mecanismos de autofiltragem (adaptado de [47]) Assim, a neutralização do efeito colmatante dos siltes grossos conduziria à passagem dos elementos finos. Logicamente, seguindo a mesma linha de raciocínio, os critérios a adotar face a este tipo de terrenos deveriam ser tais que conduzissem a um filtro capaz de deter as partículas mais finas, parecendo pois um caso em que se justificaria o recuso ao filtro perfeito proposto por Vaughan e Soares [47]. Sherard, contudo, afirma que na sua opinião não é necessário providenciar um filtro “perfeito” para reter flocos de argila de 10 a 20 µm de diâmetro, isto porque segundo o próprio, as partículas de dimensão silte (30-70 µm) constituem uma substancial porção de solos de fração muito fina, estando assim aptas para obstruir esses flocos. Além do mais, a utilização do filtro perfeito acarretaria consigo a necessidade de utilização de dupla camada de filtro, com um filtro mais grosseiro como “segurança” do filtro fino, semelhante ao reportado anteriormente, aquando da abordagem dos “filtros construídos em camadas”, definido como um processo oneroso [14]. 3.7.6. A PROPOSTA DE SHERARD, DUNNIGAN E TALBOT Segundo [14], Sherard, Dunnigan e Talbot, baseados nos estudos iniciados pelo próprio Sherard, apresentaram uma nova proposta relativa à problemática do dimensionamento dos filtros. Focando-se numa perspetiva simplista e abrangente, consideraram que, apenas a ação do filtro em conjunto com suas propriedades, seria o necessário para evitar uma penetração significativa de partículas de solo base.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 86 Através dos ensaios realizados constatou-se que a permeabilidade do filtro inferior a 10-2 m/s controla a taxa de descarga de fluxo, inferior a 10-4 m/s previne reparações de grande importância, e menor que 10-5 m/s impede a erosão por qualquer tipo de argila. Este resultado suporta a evidência experimental do papel chave da permeabilidade. Vários modelos foram desenvolvidos considerando a vertente hidráulica, um pouco ignorada nos primeiros estudos relativos ao tema. Entretanto conclui-se que a resistência da argila é o parâmetro principal na conceção da barragem; a erosão interna não ocorre em argila dura ou muito dura; o teste de erodibilidade deveria ser obrigatório em qualquer projeto de uma nova barragem, no sentido de evitar acidentes. O importante a reter é que, a permeabilidade do filtro que envolve o núcleo é o fator chave do dimensionamento de uma barragem. Com base nos ensaios realizados, outros parâmetros como o tempo de erosão e a velocidade de erosão são avaliados, o iniciador de erosão interna é a energia disponível a partir da infiltração de água que corrói as partículas do solo das paredes dos canais infiltrados, tanto no maciço de montante como no de jusante. Uma boa impermeabilização do núcleo é essencial, caso este se comporte como se de um material não coesivo se tratasse, a erosão poderá ser iniciada, a velocidades tão baixas como 0,012 m/s. Examinando o fluxo a partir de montante em direção a uma fenda de 10 mm de altura (cerca de um terço da altura total do núcleo), com um curto trajeto de escoamento, registou-se que, a permeabilidade mínima a constar dentro do núcleo, era de 1,2x10-6 m/s. No entanto, o silte não é coeso e não conseguiria reter a pequena brecha saturada por muito tempo, sem que esta aumentasse de tamanho, daí a importância de material argiloso no núcleo. As argilas são capazes de resistir a velocidade de 0.4 a 1.9 m/s consoante o seu tipo [54] e [36]. Fry em 2007 [55] através de cálculos do regime de percolação chegou à conclusão que poderia ocorrer uma erosão “tolerável” se a permeabilidade do aterro fosse menor ou igual a 6,0x10-5 m/s. A erosão seria “tolerável”, porque a carga hidráulica na zona de jusante aumentaria e, em consequência, a diferença da carga no núcleo (gradiente hidráulico) diminuiria com o aumento do caudal, diminuindo a velocidade de escoamento até um valor crítico para o qual terminaria a erosão, apesar de poder estar a ocorrer a infiltração de um caudal significativo. Quadro 3.14 – Análise da velocidade e possibilidade de causar erosão continuada através de uma abertura de 10 mm no núcleo, assumindo permeabilidade da zona onde ocorrer a brecha (adaptado de [36]) Permeabilidade (m/s) Velocidade (m/s) Resultado 6,0x10-5 0,13 Dez vezes maior do que 0,012 m/s, erosão provavelmente iniciada 3,8x10-5 0,085 Sete vezes maior do que 0,012 m/s, erosão pode ser iniciada 1,2x10-6 0,0027 Menos de 0,012 m/s, erosão não suscetível de ser iniciada O mecanismo previsto da erosão de uma pequena descontinuidade dentro do núcleo, serviu para analisar qual a velocidade e permeabilidade admitidas para precaver a continuação da erosão e se o filtro adjacente ao núcleo atuaria da melhor forma, limitando a velocidade e perdendo partículas
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 87 erodidas de forma a evitar a erosão. Um filtro com um funcionamento adequado tenderá a controlar e a anular a erosão interna do núcleo, retendo as partículas erodidas de maiores dimensões, que ajudarão a filtrar as mais pequenas. Desta forma, com a erosão controlada, o solo das paredes da fenda, por aumento progressivo do teor em água, tenderá a amolecer e a sofrer aumento de volume, fechando a fenda [17] e [36]. Figura 3.76 – Esquema dos mecanismos de autofiltragem na interface núcleo – filtro (adaptado de [17]) A conclusão geral a partir dos resultados e estudos desenvolvidos refletem que tanto as condições hidráulicas (velocidade, pressão e características químicas da água, duração do escoamento), como geométricas (orientação da fenda, rugosidade da parede, espessura da parede) e geotécnicas (características mineralógicas e granulométricas dos sólidos, compacidade e grau de saturação inicial) são importantes no desempenho real da barragem [36] e [47]. Tendo em conta o referido, considera-se importante frisar o papel determinante da autofiltragem. De facto um filtro atua como tal, porque se desenvolve na sua interface com o solo base, uma película de certas partículas desse mesmo solo, que uma vez detida nos poros do filtro, vai permitir a retenção das partículas mais finas. Os ensaios analisados e os estudos efetuados mostraram ainda que, a erosão necessária para se desenvolver autofiltragem é muitíssimo reduzida, razão pela qual a resistência à erosão dos solos base é um parâmetro pouco relevante [47]. Por seu lado, a abordagem Vaughan e Soares na procura de um filtro perfeito, não permite quaisquer perdas do solo base. Delgado com base nos estudos desenvolvidos por Sherard, baseando-se no estudo de filtros capazes de realizar a autofiltragem, assumiu uma atitude mais conservadora, mas mais correta, uma vez que pequenas fendas horizontais têm alguma probabilidade de acontecer, garantindose assim uma maior segurança, uma vez que o filtro adjacente a jusante do núcleo, será capaz de limitar a velocidade de percolação. Realçar o facto de existirem outros parâmetros importantes no comportamento dos filtros, como a orientação e configuração (maior ou menor irregularidade) da fenda, que terão influência nos ensaios de erosão, e não foram abordados nesta análise. Tentou-se ao longos dos vários subcapítulos seguir uma linha de estudo que justificasse o mais possível o título que lhe foi concebido. Mas sendo o título do trabalho dirigido para barragens de aterro é inevitável comentários paralelos, ainda que devidamente restritivos.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 88 3.8. ALGUNS EXEMPLOS RELEVANTES DE RUTURAS DE BARRAGENS DE ATERRO Neste sub-capítulo, são apresentados alguns acidentes históricos em barragens de aterro, pela formação de erosão tubular (piping), em ordem cronológica de ocorrência. Destacam-se estes três exemplos pela elevada frequência com que são citados nas publicações técnicas. 3.8.1. BALDWIN HILLS Barragem construída no período de 1947 a 1951, com a função de abastecer a cidade de Los Angeles, Califórnia (EUA). O volume do reservatório era de aproximadamente 0,98 hm3 e era delimitado por diques de solo compactado em três dos seus lados, com um quarto lado a ser fechado pela barragem. A rutura ocorreu pelo processo de formação de piping, a 14 de dezembro de 1963, após 12 anos de operação [30] e [56]. O início do processo de rutura foi repentino. Ocorreu após um significativo deslocamento atribuído à cedência da sua fundação, formada por solo residual dispersivo, levando a um aumento do escoamento, seguindo-se o início do piping através da fundação do reservatório e progredindo depois para aterro. A Figura 3.77 mostra o acidente na barragem em fase adiantada [30] e [56]. Figura 3.77 – Formação de brecha na barragem Baldwin Hills (retirado de [57]) Graças ao sistema de alarme do reservatório e à ordem de evacuação da área, as perdas de vidas e outras consequências foram quase evitadas. Os alertas foram emitidos via rádio e televisão, foram ainda utilizados helicópteros, equipados com altifalantes, etc. Ao fim de quatro horas depois da deteção, cerca de 1600 pessoas tinham deixado a área. Houve tentativas, embora inúteis, de conter a evolução da rutura por meio do lançamento de sacos de areia. Cinco pessoas morreram, 41 casas foram destruídas e outras 986 danificadas [30] e [56]. Segundo relatos de quem presenciou o acontecimento, “Algumas horas mais tarde depois da catástrofe, apenas um mar de lama permanece. A passagem ao longo de algumas ruas já é impossível, estando cortadas transversalmente por água/lama e destroços materiais a uma profundidade de cerca de 15 pés (…) Viam-se grandes pedaços de betão, peças de casas, automóveis, frigoríficos, fogões, roupas, documentos pessoais, sofás...tudo...parecia mentira” [57].
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 89 Figura 3.78 – Alguns dos danos causados devido ao acidente em Baldwin Hills (adaptado de [57]) Figura 3.79 – Reservatório de Baldwin Hills depois da rutura (retirado de [58]) “Na altura do acidente, tanto o presidente Samuel Yorty como o segundo do comando estão fora da cidade, o chefe da polícia William Parker está feliz, pois foi ele que tomou a decisão de evacuar a área, embora o risco de se tornar motivo de gozo fosse uma possibilidade, comprovou-se que teve a atitude correta”.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 90 “Depois de seis meses do acidente, quase todos os apartamentos são reformulados e ocupados. O paisagismo substituiu a lama. A maioria das árvores resistiu, mas novos arbustos foram plantados, a nossa aldeia renasce novamente, mais tarde torna-se conhecida por Green Village (Vila Verde)” [57]. 3.8.2. TETON Esta rutura é clássica e foi amplamente registrada na literatura da especialidade, devido a ser, provavelmente, a mais catastrófica e cara rutura numa obra de Engenharia Civil, do século XX. No entanto, o número de vidas humanas perdidas foi relativamente pequeno, tendo em conta a magnitude do acidente [17] e [30]. Tratava-se de uma barragem de aterro com altura de 123 metros e volume de reservatório de 356 hm3. O enchimento foi iniciado a 3 de outubro de 1975 e continuou até Junho de 1976, altura em que se deu a sua rutura. No dia 2 de junho de 1976 foram identificadas duas emissões crescentes de água não controlada no lado direito do maciço de montante. No dia 4 de junho de 1976, houve a identificação de uma terceira emissão que culminou com o desenvolvimento de erosão regressiva até a formação de piping atingindo a crista e posterior formação de brecha, libertando toda a água acumulada. A rutura ocorreu no dia 5 de junho de 1976, provocou a morte de 11 pessoas, e 25 000 ficaram desalojadas (Figura 3.80) [17] e [30]. Figura 3.80 – Evolução, numa série de fotos, da rutura da barragem de Teton (EUA) e uma foto do local após o desastre (adaptado de [56]) Os esforços para cessar a emissão de caudal descontrolado foram insignificantes. Dois bulldozers foram engolidos pelo furo, que possuía uma dimensão cada vez maior. No dia da catástrofe, poucos minutos antes do meio-dia o furo atravessava já a barragem entre montante e jusante, com elevadas
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 91 quantidades de água a atravessar o aterro. O furo aumentava rapidamente de dimensão, cada vez mais profundo e de maior diâmetro; ao fim da tarde a albufeira estava vazia, toda a água tinha escapado, quase metade da barragem tinha desaparecido; a montante não existia água e a jusante a cidade de Rexburg e grandes áreas cultivadas foram inundadas [17] e [30]. Duas comissões de especialistas foram nomeadas para investigar as causas da rutura. Ambas elaboraram relatórios separados, discutindo o projeto e a construção da barragem e as possíveis causas de rutura. Ambas concordaram que a principal causa foi a erosão interna no núcleo ou no prolongamento desta no lado direito, junto do enrocamento de jusante. Apesar de muitas zonas mais instáveis terem sido preenchidas com calda de cimento, nenhum material de transição foi colocado entre o núcleo e o maciço de jusante, levando à formação de vazios e fratura hidráulica entre as camadas de densidade diferente, criando aí uma rutura. Isso favoreceu a passagem de água, originada por fendas inadequadamente preenchidas por calda de cimento, havendo início de erosão regressiva nesses mesmos pontos frágeis. Apesar de conclusões similares de ambas as comissões de especialistas, nenhum dos relatórios identificou claramente a deficiência crucial que levou ao acidente na barragem [17] e [30]. 3.8.3. DIQUE QUAIL CREEK Quail Creek era um dique no estado de Utah, EUA. A seção típica era em aterro zonado, com 24 m de altura. Foi construído em 1984, e a rutura ocorreu na passagem de ano de 1988 para 1989, quando o dique de sudoeste falhou e soltou uma massa de água de cerca de 12 m de altura, forçando a evacuação de alguns moradores, causando um extensos danos materiais (Figura 3.81) [30]. Figura 3.81 – Rutura no Dique Quail Creek (retirado de [59]) A rutura ocorreu por escoamento de água não controlada, através de uma fenda na fundação em rocha fraturada, levando à formação de piping do aterro para a fundação. A brecha formou-se pelo processo de erosão regressiva, havendo perda de 50 casas, 100 apartamentos, estragos em um gasoduto e danos em uma pequena barragem. Felizmente, a área a jusante foi evacuada a tempo de evitar vítimas mortais. Aproximadamente 25.000 acre-pés de água (o equivalente a aproximadamente 30837050000
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 92 litros), mais de metade da capacidade do reservatório fluiu através da brecha ao longo de um período de mais de 12 horas [30] e [60] Foram feitas várias tentativas para reduzir e controlar o fluxo pelo dique, mas novas descargas continuavam a aparecer, aumentando cada vez mais os caudais. Equipas de trabalho lutaram 14/15 horas contra a evolução dos danos, tentando selar a descarga no dique de terra, recorrendo mesmo à técnica de jet grouting, de forma a dar uma maior resistência ao solo, mas, apesar de todos os esforços, ocorreu a rutura [30]. Após o colapso, investigadores descobriram que o principal motivo que levou à rutura do dique, se deveu à fraca qualidade construtiva da estrutura no geral, essencialmente, à má prospeção geológica realizada no local. A fundação possuía na sua constituição partículas de gesso, material esse, que em contato com a água se dissolve com facilidade [60]. Na figura seguinte, observa-se as características do dique, relacionando a sua área de superfície com a sua capacidade de armazenamento. Figura 3.82 – Área de superfície e capacidade de armazenamento de curvas para o Reservatório de Quail Creek no sudoeste de Utah (adaptado de [61]) A seguir, apresenta-se um quadro resumo dos três acidentes descritos.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 93 Nome da Barragem Altura Conclusão da Obra (ano) Acidente (ano) Descrição do Acidente Sinais de Alerta Baldwin Hills 71 1951 1963 Assentamento diferencial sobre o movimento de falhas, iniciando piping através da fundação progredindo depois para aterro Longo Prazo Curto Prazo Fendas na barragem e outros sinais de movimento observados ao longo de mais de 12 anos de operação, apesar de leves, detetáveis; consistente aumento da infiltração ao longo dos 12 meses que antecederam a rutura (0.6–1.0 l/s para 1.7 l/s) Os tubos do dreno subterrâneo descarregavam água enlameada a uma velocidade elevada 4h antes da rutura. Uma grande massa de água e sedimentos descem em direção à cidade. Em pouco mais de uma hora, o reservatório foi esvaziado Teton 93 1976 1976 Erosão interna do núcleo; nenhum material de transição foi colocado entre o núcleo e o paramento de jusante, levando à formação de vazios e fratura hidráulica entre as camadas de densidade diferente Não há aumento do escoamento nos primeiros 8 meses durante o enchimento; duas pequenas infiltrações de água foram observadas 2 dias antes da rutura e no dia anterior mais uma pequena infiltração, que culminou com o desenvolvimento do piping. 2 dias antes da rutura a altura da água estava a 400-600 m a jusante da barragem e no dia anterior à rutura apareceu a 75m. O Tempo de deteção do piping no talude a jusante da barragem e a sua rutura, demorou pouco mais de 2h. Às 8h30 no dia do colapso, a fuga observada a jusante estava em 420 l/s; por volta das 10h30 tinha aumentado até aos 570-850 l/s; a erosão a jusante progrediu até à crista em cerca de 40 min. O tempo entre a rutura e o primeiro momento de fuga observada foi de apenas 4h. Dique Quail Creek 24 1984 1988 Infiltração através da fundação, levando o piping ao longo do contato do aterro com a fundação Recorrentes episódios de piping desde o 1º enchimento, cada vez mais escoamentos concentrados de finos no pé do talude a jusante; houve três períodos de “retocagem” da fundação, temporariamente fluxo reduzido . No dia 31/12/1988 a infiltração aumentou consideravelmente ao longo do dia. A determinada altura, o fluxo deixou de ser vertical e passou a ser horizontal, começando a deteriorar a ponta do dique, até que este colapsou. A água foi derramada toda por essa brecha, chegando aos 2000 l/s, esvaziando em 14h após a brecha inicial. Quadro 3.15 – Quadro Resumo das principais características dos três acidentes anteriormente descritos
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Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 95 4. DEFINIÇÃO E CARACTERIZAÇÃO DO MODELO DE BARRAGEM UTILIZADO 4.1. LOCALIZAÇÃO E CARACTERÍSTICAS DA BARRAGEM Para desenvolver este estudo tomou-se como referência o perfil tipo da barragem de São Domingos, localizada no Município de Peniche. É uma estrutura que assume particular importância para o desenvolvimento da região, designadamente por ser a sua fonte de abastecimento de água mais importante, pela sua relevância em termos ambientais e outras potencialidades. Nas Figuras 4.1 e 4.2 mostra-se a localização da barragem. De acordo com [62] e [63], a nível de Estudo Prévio, elaborado pela empresa Consultores de Engenharia Civil (COBA) em 1985, foram considerados várias soluções alternativas. No entanto, após a análise de viabilidade técnico – económica, a hipótese escolhida foi a implantação de uma barragem de enrocamento com núcleo argiloso. Esta solução usufruiu do facto de haver disponibilidade nas regiões próximas do empreendimento de materiais de aterro com características adequadas à construção. Para além disso, esta solução adequava-se bem às condições geológico-geotécnicas locais, e traduzia uma escolha economicamente eficiente. Figura 4.1 – Localização no mapa de portugal
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Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 103 5. ANÁLISE DO SEEP/W O SEEP/W é um programa desenvolvido pela Geo-Slope International, tal como o SLOPE ou o SIGMA por exemplo, neste trabalho apenas se vai utilizar o SEEP/W. Trata-se de um programa em elementos finitos que analisa problemas de percolação em solos e dissipação de pressões neutras. O programa permite vários tipos de análises, tais como simples problemas em meios saturados e regime estacionário a situações mais complexas envolvendo materiais não saturados em regime transitório. Adequa-se a projetos de engenharia geotécnica, hidrogeológica e de minas. Permite criar a geometria, gerar a malha de elementos finitos, impor as condições de contorno, resolver numericamente o problema e tratar graficamente os resultados obtidos. 5.1. DEFINIÇÃO DA MALHA DE ELEMENTOS FINITOS E CONDIÇÕES FRONTEIRA Depois da definição dos materiais, e criada a estrutura (Figura 5.1), definem-se as condições fronteira e cria-se a malha dos elementos finitos. Figura 5.1 – Diferentes elementos a modelar no Perfil Tipo Legenda: Fundação Transição Enrocamento Núcleo (Filtro 1) Fundação (mais profunda) Filtro 2 Enrocamentos Núcleo Enrocamento de Transição Cortina de Contenção/Impermeabilização
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 104 Relativamente à geometria e aos materiais a considerar, realça-se que se considerou a fundação na definição do modelo, e a mesma foi divida em duas camadas, que podem assumir valores de permeabilidade distintos. De facto, numa barragem de aterro é também importante estudar a percolação pelo maciço de fundação, pois este condiciona de forma significativa o caudal que passa para jusante da barragem. Na definição das condições de fronteira (Figura 5.2), a montante impõe-se a carga hidráulica correspondente ao nível de pleno de armazenamento da albufeira (linha a cor de rosa) e a jusante a carga hidráulica correspondente à cota de jusante (linha a vermelho). Foram ainda definidas as fronteiras impermeáveis, nos contornos inferiores e laterais do modelo e na cortina da fundação. Figura 5.2 – Definição das condições fronteira para pleno armazenamento Terminada a definição das condições fronteira, segue-se a caracterização da malha. Esta malha conhecida como uma malha estruturada (structured mesh), uma vez que os elementos são ordenados num padrão consistente, é gerada automaticamente pelo SEEP/W. É no entanto possível escolher o tipo de malha a utilizar (estruturada, não estruturada, triangular, entre outras opções) e a sua discretização, podendo esta ser mais refinada em alguns elementos. É importante compreender que a qualidade dos resultados obtidos é um compromisso entre a discretização da malha e o erro assumido como aceitável. Deverá notar-se ainda, que para além de um certo nível de refinamento, os resultados obtidos não são mais rigorosos, pois o erro encontra-se sempre em torno do erro definido como aceitável, aumentando apenas o esforço de cálculo. Após a consulta de tutoriais e do manual do SEEP/W [21], considera-se apropriado utilizar elementos triangulares. Definiram-se também cinco secções de análise, capazes de registar o volume de fluxo percolado em cada local (Figura 5.3) de forma a se poder comparar os diferentes caudais em diferentes zonas da barragem. A primeira com o intuito da análise comportamental do caudal ao longo do enrocamento, a segunda ao nível do núcleo e fundação, a terceira estritamente colocada para análise do caudal que atravessa o núcleo, a quarta é relativa à análise do caudal atravessado no enrocamento de transição a jusante da barragem, por último a quinta, cujo objetivo é a medição de possíveis perdas/fugas de caudal por intermédio do uso de drenos e tapete drenante. Tratando-se o estudo de percolação em regime permanente, caso a estrutura esteja bem definida, o volume do caudal percolado na secção 1, terá que ser igual ao 2, que por sua vez será igual ao 4 e ao 5. Foram no entanto definidas várias secções, uma vez que estas serão necessárias à posteriori em alguns casos em estudo.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 105 Figura 5.4 – Curvas Características do material que constitui o núcleo Figura 5.3 – Representação da malha de elementos finitos e das secções de análise (e sua numeração) estudadas 5.2. DEFINIÇÃO DOS MATERIAIS Após a definição da geometria, da malha e das condições fronteira definem-se os materiais, de acordo com as características decretadas anteriormente (Quadro 4.2). Este será o último passo a efetuar antes de se executar o programa. O programa SEEP/W, possui métodos de previsão que podem ser usados para estimar a função de condutividade hidráulica, que podem ser alterados e ajustados. Esta alteração pode ser feita através da mudança do coeficiente de permeabilidade para pressão nula, parâmetro previamente definido para cada material, ou através da introdução de pontos e deste modo criar uma curva. Nesta dissertação foram utilizadas as curvas pré-definidas pelo programa em curso. Na Figura 5.4 representa as Curvas Características (condutividade hidráulica e retenção) do material que constitui este elemento, o núcleo. Em Anexo são apresentadas as curvas que foram consideradas para os outros materiais. Núcleo Curva de Condutividade Curva de Retenção
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 106 Foi analisado no programa qual seria a influência da forma destas curvas no volume de caudal percolado, apesar de não se ter procedido a essa análise no trabalho. Concluiu-se que, como apenas se realiza a análise em regime permanente, a influência de ambas as curvas é reduzida, especialmente a curva de retenção, o que realmente é importante é o valor da permeabilidade considerado para cada caso. 5.3. ANÁLISE DA PERCOLAÇÃO Procedeu-se à análise exaustiva, através da modelação no SEEP/W de alguns parâmetros como: a linha de saturação, o caudal percolado na barragem tanto ao nível da fundação, como do núcleo, caudal registado tanto a montante como a jusante, o gradiente hidráulico e a velocidade de fluxo. Com base no comportamento do caso base, protagonizaram-se várias alterações ao nível estrutural, alterações de permeabilidades, existência de heterogeneidades, entre outras. Apesar de já terem sido abordados os conceitos, considera-se de necessidade imperiosa a exposição da forma como o SEEP/W analisa e modela parâmetros tão complexos como o gradiente hidráulico (podendo ser crítico ou não) e a velocidade de percolação. Os gradientes de saída e gradientes críticos devem ser considerados em termos de geometria, tensão efetiva e a resistência à erosão associado ao solo e à velocidade de fluxo. O facto de o gradiente ser 1,0 não significa necessariamente, que existirão problemas de estabilidade ou condições para que ocorra erosão interna [21]. A precisão com que a condutividade hidráulica precisa de ser especificada depende em certa medida do objetivo da análise. Neste trabalho, cujo objetivo principal é o de calcular a distribuição e comportamento dos poros das partículas (pore - water pressure), que constituem os vários elementos da barragem, em relação à ação da água sob pressão, a função considera-se adequada. Porém, caso o objetivo da análise seja a previsão fiável ao longo do tempo do comportamento da barragem, deverão ser auxiliadas por testes laboratoriais [21]. O conceito de gradiente crítico igual a 1,0 tem sido tradicionalmente aceite, mas isto só é verdade para as forças de direção vertical, não se aplicando considerando duas direções de fluxo dimensionais. Por seu lado, em relação à velocidade de fluxo, na análise efetuada no SEEP/W, estudou-se a direção XY, uma vez que o vetor possuía sempre duas componentes, não faria por isso muito sentido estudar só a direção Y, o ideal seria estudá-las em separado, mas isso levaria a uma análise muito exaustiva e que não acrescentaria muito ao que realmente se pretende, dado que a variação entre as duas direções raramente é superior a uma grandeza de 101. 5.3.1. ANÁLISES RELATIVAS AO CASO BASE Numa primeira análise testou-se o valor considerado para a permeabilidade dos filtros. A Figura 5.5 apresenta os resultados da comparação de diferentes valores de permeabilidade dos materiais de filtro. A solução apresentada na Figura 5.5 b) é aquela que foi considerada como sendo a de referência (designado de “caso base”), relativamente aos estudos apresentados em seguida. A linha de saturação tem uma configuração que é a normal para estas situações: uma pequena inclinação na parte inicial, devido à elevada permeabilidade do enrocamento, um aumento dessa inclinação com a elevada perda de carga no núcleo (devido à baixa permeabilidade do material), e um desenvolvimento quase na horizontal sob o maciço de jusante. No caso a), valor obtido com base na expressão de Hazen, equação
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 107 (4.1), existe alguma tendência para a linha de saturação se instalar no maciço de jusante, daí se ter procedido à alteração da permeabilidade dos filtros. Figura 5.5 – Análise da variação de permeabilidade dos materiais dos filtros: a) permeabilidade de 1,44x10-4 m/s para ambos os filtros; b) valor de valor de 1,44x10-3 e de 1,44x10-2 para Filtro 1 e Filtro 2, respetivamente No caso base, a ordem de grandeza do caudal que passa para jusante é de 10-6 m3/s (Figura 5.6). Da análise dos resultados dos cálculos é possível concluir que uma quantidade significativa do caudal percolado atravessa a fundação, mesmo existindo uma cortina impermeável. A quantidade de caudal que atravessa o núcleo é da ordem dos 10-7 m/s, representando cerca de 15% do total. Figura 5.6 – Análise do comportamento da barragem no caso base (geral) Para tentar focalizar a análise das variáveis em estudo selecionaram-se duas zonas distintas do perfil, que se designaram por: zona 1 e zona 2, e quatros pontos de estudo. O termo “ponto”, não se refere a um ponto único/singular, mas sim a uma região. O valor máximo em cada região nem sempre está localizado na mesma abcissa do eixo das abcissas, como se verá ao longo dos vários casos. As duas zonas foram estudadas em separado para não sobrecarregar a análise gráfica, com inúmeros pontos. a) b)
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 108 Figura 5.7 – Zona onde foi analisado o gradiente hidráulico e a velocidade de escoamento (zona 1) Figura 5.8 – Zona onde foi analisado o gradiente hidráulico e a velocidade de escoamento (zona 2) Ponto 1 - Análise da velocidade de fluxo e gradiente hidráulico no pé do filtro de montante, considera-se para comparação, o valor considerado na zona 1 (Figura 5.7); Ponto 2 - Análise da velocidade de fluxo e gradiente hidráulico no pé do filtro de jusante, considera-se para comparação, o valor considerado na zona 1 (Figura 5.7); Ponto 3 - Análise da velocidade de fluxo de saída do fluxo, no pé do enrocamento de jusante, considera-se para comparação, o valor considerado na zona 2 (Figura 5.8); Ponto 4 – Análise do valor do gradiente hidráulico na transição entre o núcleo e a cortina de impermeabilização, considera-se uma média de valores entre os registos da zona 1 e zona 2. (Figura 5.7 e Figura 5.8). Exemplo (para o cálculo no ponto 4, considerando os valores da Figura 5.9 e Figura 5.10):
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 109 Figura 5.9 – Gradiente hidráulico na zona em estudo (zona 1) Figura 5.10 – Análise do Gradiente hidráulico na zona em estudo (zona 2) Como seria de esperar, o maior gradiente hidráulico observado localiza-se no pé do filtro de jusante, o mesmo acontece com a velocidade de fluxo. Ambos poderão ter valor positivo ou negativo, dependendo da direção do fluxo, a sua análise deve ser feita em módulo. Essa “desorganização” dos
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 110 vetores de fluxo, com diversas orientações e magnitudes, repercute-se no ponto 2, onde há uma ambiguidade de valores em pontos vizinhos (Quadro 5.1; Figura 5.9, círculo a azul; Figura 5.11). A velocidade, como será analisada na direção XY, terá sempre valor positivo, o que não se observaria caso fossem estudadas as duas direções em separado. Quadro 5.1 –Valores do gradiente e da velocidade no ponto 2 (zona1), em pontos vizinhos Ponto 2 Gradiente Ponto 2 Velocidade x= 82,6 i= 0,1852 x= 82,03 v=1,72x10-7 x= 85,03 i= 0,0747 x= 82,61 v=1,16x10-7 x= 85,19 i= 0,1436 x= 85,03 v=2,12x10-7 Optou-se, em casos como este (Quadro 5.1), colocar no quadro resumo subsequente às análises, o valor mais elevado, remetendo aos respetivos comentários justificativos em casos similares, para que não haja a possibilidade de induzir ao leitor, conclusões erradas. Figura 5.11 – Distintas direções dos vetores de velocidade no ponto 2 Uma vez que o escoamento através de uma estrutura de aterro não é uniforme, a erosão aumenta onde existe uma concentração de velocidades de infiltração de água maior, em locais onde esta concentração emerge no lado a jusante, as forças erosivas podem-se tornar muito significativas [19]. Evidencia-se também naturalmente, um aumento significativo tanto do gradiente como da velocidade no pé do filtro de montante, sendo uma das suas finalidades o escoamento da água que atravessa a barragem, um aumento neste local já seria esperado. Tanto na Figura 5.9 como na Figura 5.10, observa-se uma linha vermelha à volta do local onde se situa a cortina de impermeabilização, ponto 4 em estudo, zona onde existe uma grande variação de gradiente hidráulico, relacionados com problemas de cálculo que refletem a delicadeza das zonas de interface e de mudança brusca de geometria e permeabilidade, daí se ter realizado uma média aritmética de valores nesse ponto. Em relação ao limites críticos, em ambos os casos, os valores são reduzidos, considerando-se assim a barragem segura.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 111 De modo a evitar a exaustiva apresentação de imagens e gráficos, dá-se a prioridade à análise explicada através de texto, auxiliada por pequenos esquemas. De forma a capacitar o leitor o acompanhamento e compreensão da análise (para mais informações consultar os ANEXOS), apresenta-se no final um quadro resumo, onde é exposta a relação da percentagem de caudal que passa pela fundação e pelo núcleo, bem como a comparação de cada um dos casos com o caso base também ao nível de velocidade e gradiente hidráulico, registando o seu valor nos 4 pontos em análise. Por fim, duas “pequenas notas”. A numeração a vermelho na Figura 5.7, serve apenas para uma melhor compreensão dos gráficos em relação ao eixo das abcissas, nada mais. A outra ressalva, está relacionada com o refinamento da malha. Estudou-se o refinamento da malha, considerando elementos com um comprimento de lado (valor médio) de 1,0m, 2,5 m e 5,0 m. Tendo em conta os resultados obtidos nas diferentes configurações (Quadro 5.2), nomeadamente o valor do caudal percolado e o tempo de cálculo, e considerando o elevado número de análises a efetuar, optou-se pela modelação com os elementos de 2,5m de lado. Quadro 5.2 – Comparação de diferentes tipos de malhas de elementos finitos Nós Elementos Tempo (s) Caudal na secção 1 (m3/s) 1m 17488 34327 16,78 2,10x10-6 2.5m 2908 5553 4,90 2,175x10-6 5m 836 1534 2,52 2,2217x10-6 5.3.2. MODELAÇÃO DE ALTERAÇÕES AO NÍVEL DA ESTRUTURA Nesta secção apresentam-se os resultados do estudo que contempla diversas alterações estruturais, em relação ao caso base, com o objetivo de analisar a influência que tem cada uma dessas alterações ao nível do caudal percolado, gradiente hidráulico e velocidade de percolação. Descrito e analisado o caso base, pretende-se agora estudar outras modelações estruturais. O caso base considerado, corresponde ao perfil tipo da barragem tal como ele está no projeto (com apenas uma pequena alteração, a geometria da cortina de impermeabilização, foi um pouco simplificada de forma a criar uma maior facilidade da sua modelagem, sendo esse um dos casos em estudo, fazer varia a geometria da cortina de impermeabilização). Dividiu-se esta análise em duas partes distintas: primeiro procurou-se analisar as alterações estruturais na barragem (até ao Caso 12 inclusive), numa segunda fase analisou-se o efeito da alteração ao nível das características dos materiais (permeabilidade essencialmente). Assim, analisam-se os seguintes casos: Caso 1: Caso base; Caso 2: Sem tapete drenante de jusante; Caso 3: Sem tapete nem dreno a jusante, apenas filtro; Caso 4: Com dreno horizontal e tapete drenante a jusante, mas sem filtro;
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 118 A sua vantagem reside na facilidade de construção face aos anteriores casos. Apesar da inclinação da cortina ser bastante reduzida face à vertical (Figura 5.22), cujo ângulo de inclinação é aproximadamente 12º (12,3º mais propriamente), observam-se algumas diferenças tanto no gradiente como na velocidade de fluxo em comparação com o caso base. Figura 5.22 – Inclinação da cortina face à vertical 5.3.2.10. Caso 11 – Sem filtro de montante Figura 5.23 – Análise do comportamento da barragem removendo-se o filtro de montante Tratando-se este do filtro “não crítico”, naturalmente as diferenças esperadas serão menos significativas quando comparadas com o caso 4, em que houve remoção do filtro de jusante. Em relação ao volume de caudal percolado, manteve-se praticamente idêntico ao caso base. A situação que registou maior variação aconteceu em relação ao gradiente e velocidade, no ponto 1. Por remoção do filtro, houve uma diminuição quer do gradiente quer da velocidade de fluxo (aproximadamente 37% e 21% respetivamente).
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 119 5.3.2.11. Caso 12- Sem fundação Figura 5.24 – Análise do comportamento da barragem sem fundação A simulação de uma fundação impermeável permite a sensibilização acerca da vantagem em se pensar num tratamento do terreno. Com uma fundação impermeável conseguir-se-ia uma diminuição do volume de caudal em 86%. Em relação ao gradiente hidráulico registam-se variações não na zona dos filtros, aí tem valor reduzido (aproximadamente zero), mas sim dentro do núcleo (Figura 5.25). Figura 5.25 – Análise do Caso 12 (zona 2) – Sem Fundação: a) Gradiente hidráulico; b) Velocidade de fluxo Quanto à velocidade, esta é praticamente nula (ou de valor muito reduzido) até ao filtro de jusante, a partir daí, há um aumento progressivo, atingindo uma velocidade de saída no ponto 3 de 1.16x10-6 m/s (Figura 5.25). Na Figura 5.24 compreende-se bem isso, face à disposição e magnitude dos vetores velocidade. Gradiente Hidráulico (zona 2) Y-Gradient X (m) -0.1 0 0.1 0.2 020 40 60 80 100 120 140 Velocidade de Fluxo (zona 2) XY-Velocity Magnitude (m/sec) X (m) -5e-007 -1e-006 0 5e-007 1e-006 1.5e-006 2e-006 2.5e-006 020 40 60 80 100 120 140 a) b)
Aterros Estruturais. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 120 Q mont. Q interm. 3,3276E-07 1% 0% 86% 14% Comparação com o Caso base Q passa pela fundação Q passa pelo núcleo 15% 15% 14% 14% 15% 3% 9% 16% 15% 100% 91% 84% 85% 0% 0% 0% -7% 64% -6% -6% 85% 15% 85% 0% 0% 85% 86% -1% -1% -8% -10% 0% -20% -5% 0% -86% -6% -1% -7% 0% 240% 85% 97% 86% 3,3194E-07 Filtro de jusante a acabar na base do núcleo. Inexistência tanto de tapete como de dreno horizontal Sem filtro de jusante, mas com tapete drenante e dreno horizontal Sem qualquer tipo de elemento a jusante (filtro, dreno ou tapete) Aumento da altura do tapete drenante 3,0856E-07 2,9952E-07 3,3330E-07 2,6863E-07 3,1891E-07 3,3475E-07 3,3306E-07 3,1061E-07 3,7480E-06 2,1540E-06 2,2868E-06 3,1061E-07 2,1489E-06 Sem fundação Sem tapete drenante de jusante 2,1510E-06 2,2624E-06 2,1198E-06 2,2884E-06 7,7770E-06 3 4 5 6 11 12 10 Cortina de impermeabilização vertical 2,2992E-06 Descrição Caso 1 Caso base 2,2850E-06 3,3403E-07 7 Sem cortina de impermeabilização Cortina de impermeabilização mais pequena Cortina de impermeabilização inclinada Sem filtro de montante 8 9 2 3,3206E-07 Q secção intermédia (m3/s) (3) Q secção montante (m3/s) (1) Quadro 5.3 – Quadro resumo, análise do caso 1 ao caso 12, registo dos volumes de caudais percolados
Aterros Estruturais. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 121 Nota: 1 2 4 (cortina) 1 2 4 (cortina) 1 2 3 1 2 3 0,59 0,1950 0,1650 9,6% -11% -17% 1,12E-07 1,29E-07 9,00E-07 10% -37% -8% Comparação do Gradiente com o Caso base Comparação da Velocidade com o Caso base Filtro de jusante a acabar na base do núcleo. Inexistência tanto de tapete como de dreno horizontal Sem filtro de jusante, mas com tapete drenante e dreno horizontal Sem qualquer tipo de elemento a jusante (filtro, dreno ou tapete) Aumento da altura do tapete drenante Sem fundação Sem tapete drenante de jusante 3 4 5 6 11 12 10 Cortina de impermeabilização vertical Descrição Caso 1 Caso base 7 Sem cortina de impermeabilização Cortina de impermeabilização mais pequena Cortina de impermeabilização inclinada Sem filtro de montante 8 9 2 0,1920 0,0800 0,1337 0,8600 0,3400 0,1660 -38,2% 2% -13% -37,2% 1,02E-07 9,55E-08 9,54E-08 1,02E-07 9,48E-08 1,17E-07 0,0000 0,1780 0,9800 0,3700 0,1100 0,1117 0,0000 0,1861 0,0881 0,0962 1,28E-11 2,04E-07 9,23E-08 8,70E-08 1,43E-07 8,72E-08 7,34E-07 9,77E-07 2,58E-07 2,27E-07 2,12E-07 3,24E-07 0,1779 0,1768 0,1600 6,71E-07 2,13E-07 6,61E-08 0,1662 1,48E-06 8,97E-07 1,47E-06 1,04E-07 3,26E-06 1,52E-06 8,76E-07 9,81E-07 1,61E-06 Velocidade (m/seg) Gradiente 0,71 0,65 0,65 0,73 0,65 0,63 0,00 0,57 0,62 0,71 0,03 -8% 0,1% -28% 8,03E-08 0,1900 0,1850 9,83E-07 1,49E-06 0,0% 0% 0% -6,6% -53% -9% -6,7% -48% -9% -0,6% 3% 3% -10,1% -57% -11% 450,9% 362% -100% 108,0% 83% -19% 0% 0% 0% -7% -55% 51% -1% 0% -100,0% -100% -96% -7% -57% 49% 14% 260% -89% 557% 378% 232% 109% -7% -57% 51% -1% -30% -9% -100% 58% 64% 26% 55% -35% 11% -11% -21% 4% 0% Quadro 5.4 – Quadro resumo, análise do caso 1 ao caso 12, registo do gradiente hidráulico e velocidade de fluxo Ponto 1 e 2 – São observados na zona de estudo nº 1 Ponto 3 – É observado na zona de estudo nº 2 Ponto 4 – É feito pela média de 4 pontos, dois pontos provenientes de cada uma das zonas em estudo
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 122 5.3.3. ALTERAÇÕES AO NÍVEL DAS PERMEABILIDADES Estudados e analisados os diversos casos apresentados ao nível da estrutura do perfil tipo, analisam-se agora os resultados da modelação de alterações ao nível da permeabilidade. Os seguintes casos retratam várias hipóteses que se consideram importantes para análise, de forma a potenciar a máxima segurança e capacidade da estrutura. Ao fim, tal como aconteceu anteriormente, é apresentado um quadro resumo englobando todas as relações efetuadas de forma a se poder tirar conclusões. Caso 13:- Fundação com apenas um tipo de solo, mesma permeabilidade; Caso 14:- Aumento ou Diminuição da permeabilidade em ambos os filtros; Caso 15:- Aumento ou Diminuição da permeabilidade do núcleo; Caso 16:- Aumento ou Diminuição da permeabilidade dos enrocamento de transição; Caso 17:- Aumento ou Diminuição dos maciços de enrocamento; Caso 18:- Heterogeneidade no material constituinte do núcleo; Caso 19:- Cortina Permeável; Caso 20:- Impermeabilizações (Dreno horizontal e Tapete drenante); Caso 21:- Casos Especiais (considerando várias zonas de saída para o volume de caudal). Do caso 13 ao 17 não houve nenhuma alteração ao nível estrutural, pelo que não será necessário a apresentação da imagem do SEEP para a sua compreensão durante a análise.
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 123 Q mont. Q interm. Aumento ou Diminuição da Permeabilidade do Núcleo 15 16 Aumento ou Diminuição da Permeabilidade no Maciço de Transição Aumento Diminuição Aumento Diminuição 2,9952E-05 1,7690E-06 8,4781E-06 Comparação com o Caso base Q passa pela fundação Q passa pelo núcleo Caso Q secção montante (m3/s) (1) Q secção intermédia (m3/s) (3) Descrição 1 2,2850E-06 3,3403E-07 0% 0% 85% 15% 3,1363E-07 3,1161E-07 3,2732E-07 3,2301E-07 18% 4% 14% 15% 20% 2,2817E-06 2,2193E-06 6,00E-07 13 -6% -7% -2% -23% 271% 0% -3% -3% 1211% -24% 0% -1% 5,2452E-09 1,7263E-06 *100 (duas unidades) *0,01 (duas unidades) 7% -2% 49% -5% 80% 86% 89% 0% 15% 15% 82% 96% 86% 85% -1% 85% 85% Aumento ou Diminuição da Permeabilidade em ambos os filtros 14 1,00E-07 Diminuição Aumento Caso base *100 (duas unidade) *0,01(duas unidade) -98% 0% *100 (duas unidade) *0,01(duas unidade) Mesma Permeabilidade na fundação 11% 100% 7840% 14% 17 Aumento ou Diminuição do Enrocamento Aumento *100 (duas unidades) Diminuição *0,01 (duas unidades) 2,4523E-06 2,2421E-06 4,9819E-07 3,1646E-07 2,2904E-06 2,2689E-06 3,3512E-07 3,3169E-07 2,6522E-05 Quadro 5.5 – Quadro resumo, análise do caso 13 ao caso 17, registo do volume de caudal percolado, gradiente hidráulico e velocidade de fluxo 1 2 4 (cortina) 1 2 4 (cortina) 1 2 3 1 2 3 Aumento ou Diminuição da Permeabilidade do Núcleo 15 16 Aumento ou Diminuição da Permeabilidade no Maciço de Transição Aumento Diminuição Aumento Diminuição Caso Descrição 1 6,00E-07 13 *100 (duas unidades) *0,01 (duas unidades) Aumento ou Diminuição da Permeabilidade em ambos os filtros 14 1,00E-07 Diminuição Aumento Caso base *100 (duas unidade) *0,01(duas unidade) *100 (duas unidade) *0,01(duas unidade) Mesma Permeabilidade na fundação 0,58 Gradiente 0,1779 0,1861 0,71 0,5570 0,5240 Comparação do Gradiente com o Caso base Comparação da Velocidade com o Caso base Velocidade (m/seg) 0,0% 0,0% 0,0% 1,02E-07 2,04E-07 9,83E-07 0% 0% 0% -34% 227,8% -18,3% 4,85E-08 1,36E-07 6,46E-07 -53% -33% 0,53 213,1% 181,6% -25,4% 3,23E-07 5,89E-07 2,98E-06 216% 188% 203% 0,1785 0,1856 0,5000 0,6100 181,1% -12,5% -13,8% -3,2% -12% -2% 235% 0,1556 0,1605 0,69 9,04E-08 2,00E-07 3,30E-06 0,71 0,3% -0,3% 0,0% 1,03E-07 2,10E-07 1,96E-07 0% 3% -80% -1,4% 1,00E-07 2,21E-06 1,30E-05 -2% 981% 1226% -27% -32% 0,1790 0,1850 0,71 0,6% -0,6% 0,0% 1,03E-07 2,11E-07 9,10E-07 0% 3% -7% 0,2050 0,1386 2,10E-07 0,0% 1,18E-07 1,49E-07 6,67E-07 0,2179 0,1838 0,71 22,5% -1,2% 0,0% 1,25E-07 9,01E-07 22% 3% -8% 15% -0,4% -1,9% 0,71 15,2% -25,5% 0,1680 0,6600 0,70 -5,6% 254,6% 17 Aumento ou Diminuição do Enrocamento Aumento *100 (duas unidades) Diminuição *0,01 (duas unidades) 328% -80% 0,0% -1,4% 1,04E-07 9,61E-08 2,29E-07 2,07E-07 4,20E-06 1,92E-07 2% -6% 12% 2% 0,1810 0,1670 0,1853 0,1826 0,71 0,70 1,7% -6,1%
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 124 Gradiente hidráulico (zona 2) Y-Gradient X (m) -1 -2 -3 0 1 020 40 60 80 100 120 140 Seguidamente, procede-se à análise da Quadro 5.5: No Caso 13 percebe-se a grande importância do valor da permeabilidade da fundação, em que não alterando sequer a ordem de grandeza, o caudal escoado altera bastante o seu volume. Repare-se que, considerando que todo o terreno abaixo da barragem apresenta um coeficiente de permeabilidade constante e igual a 6x10-7 m/s, o volume de caudal percolado quase que quadruplica comparando com a situação geral. A percentagem de caudal total a percolar pela fundação passou de 85% para 96%. Assim sendo, é fundamental caracterizar corretamente o terreno de fundação, pois a variação do coeficiente de permeabilidade pode acarretar graves consequências. Em relação ao gradiente hidráulico, são revelados valores muito elevados na zona montante da barragem (Figura 5.26). A jusante, apesar de não tão evidente, também há um aumento significativo. A velocidade em qualquer um dos pontos três pontos analisados, revela um aumento na ordem dos 200% em comparação com o caso base. Trata-se de uma estrutura instável especialmente a montante, compreende-se assim a importância da permeabilidade da fundação e dos estudos geotécnicos antes do arranque deste tipo de estruturas. Figura 5.26 – Comparação do gradiente hidráulico (zona 2) entre o caso base e o caso em que se considerada a alteração da permeabilidade da fundação para 6,0x10-7 (alínea a) e b), respetivamente) Analisando os Casos 14, com o aumento da permeabilidade dos filtros (em duas unidades de expoente), a velocidade mais elevada passou a efetuar-se no dreno horizontal situado no pé do filtro de jusante (ponto 2 em estudo) ao invés de no pé do enrocamento de jusante (ponto 3 em estudo), tal como acontecia no caso base e na grande maioria dos caos em estudo, decrecendo depois para jusante. Poderá ser um indício de instabilidade esse aumento, tratando-se de uma zona tão delicada como o pé do filtro de jusante (Figura 5.27). Gradiente hidráulico (zona 2) Y-Gradient X (m) -1 -2 0 1 2 020 40 60 80 100 120 140 a) b)
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 125 Velocidade de Fluxo (zona 2) XY-Velocity Magnitude (m/sec) X (m) -2e-007 -4e-007 0 2e-007 4e-007 6e-007 8e-007 020 40 60 80 100 120 140 Velocidade de Fluxo (zona 2) XY-Velocity Magnitude (m/sec) X (m) -2e-006 -4e-006 0 2e-006 4e-006 6e-006 8e-006 020 40 60 80 100 120 140 Figura 5.27– Comparação da velocidade de fluxo (zona 2) entre o caso base e o caso em que se considerada um aumento da permeabilidade de ambos os filros (alínea a) e b), respetivamente) Na diminuição da permeabilidade dos filtros, para 1,44x10-5 m/s e 1,44x10-4 m/s, filtro 1 e 2 respetivamente, não faz uma grande diferença para a permeabilidade do enrocamento de transição (10- 6), logo não o salvaguarda de forma apropriada. Observa-se um aumento de pressão na zona de jusante, entre o filtro e o maciço de transição (Figura 5.28). Figura 5.28 – Análise do comportamento da barragem aquando da diminuição da permeabilidade dos filtros Apesar de se registarem descidas na ordem dos 5%, 10% em relação a velocidade e gradientes, a sua velocidade no ponto 3, é maior 235% em comparação com o caso base (Figura 5.29). Figura 5.29 – Comparação da velocidade de fluxo (zona 2) entre o caso base e o caso em que se considerada uma diminuição da permeabilidade de ambos os filros (alínea a) e b), respetivamente) Velocidade de Fluxo (zona 2) XY-Velocity Magnitude (m/sec) X (m) -5e-007 0 5e-007 1e-006 020 40 60 80 100 120 140 Velocidade de Fluxo (zona 2) XY-Velocity Magnitude (m/sec) X (m) -5e-007 0 5e-007 1e-006 020 40 60 80 100 120 140 a) b) a) b)
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 126 A redução da permeabilidade dos filtros é uma situação bastante plausível, pois a falta de cuidado na construção dos filtros poderá levar à contaminação destes com materiais mais finos, logo menos permeáveis. Sendo estes elementos essenciais em impedir que a água atinja o maciço estabilizador de jusante, é fundamental garantir a sua funcionalidade, de maneira a não se criarem problemas adicionais de estabilidade na barragem. O entupimento dos filtros poderá ainda resultar do arrastamento de materiais finos do núcleo com o decorrer do tempo, sendo recomendável a separação destas zonas por um geotêxtil. No Caso 15 percebe-se a importância de se tornar o núcleo impermeável. Passando de uma permeabilidade de 1x10-8 m/s para 1x10-6 m/s o caudal percolado aumenta cerca de 10 vezes o seu volume, sendo que neste caso especifico a percentagem de volume total a percorrer pelo núcleo passou de 15% para 89%, em comparação com o caso base. A pressão no maciço de jusante é grande, as velocidades de fluxo passam de 10-7 para 10-5, a rutura neste caso é iminente. Por outro lado, a sua diminuição para 1x10-10 m/s, tornando-o muito impermeável também se poderá considerar inapropriada, motivada pela grande diferença de valores de permeabilidade face aos “elementos vizinhos”, registando elevados gradientes hidráulicos a montante (Figura 5.30). Figura 5.30 – Análise do gradiente hidráulico (zona 2) para uma permeabilidade no núcleo de 1x10-10 No Caso 16, na alteração da permeabilidade dos maciços de transição não se registaram alterações muito significativas face ao caso base. A alteração mais significativa, é aquando da alteração da permeabilidade de 2,1x10-6 m/s para 2,1x10-8 m/s, tanto o gradiente como a velocidade no ponto 1, têm um aumento na ordem dos 22% face ao caso base. No Caso 17, o aumento da permeabilidade do enrocamento fez com que o caudal percolado pelo núcleo aumentasse, e o percolado pela fundação diminuísse, isto quanto à análise percentual em relação ao caudal percolado em ambos os locais, porque em relação ao volume de caudal, não houve grandes alterações. Quanto a gradientes e velocidades, as maiores alterações visualizadas foram ao nível da velocidade, essencialmente no pé do enrocamento de jusante (ponto 3), em que o aumento da permeabilidade de 2.75x10-5 m/s para 2.75x10-3 m/s no enrocamento fez com que a velocidade de fluxo nesse local aumentasse 328%, em relação ao caso base (Figura 5.31). Gradiente hidráulico (zona 2) Y-Gradient X (m) -1 -2 0 1 2 020 40 60 80 100 120 140
Aterros Estruturais de Barragens. Uma Contribuição para o seu Dimensionamento Hidráulico Versão para Discussão 127 Figura 5.31– Análise da velocidade de fluxo (zona 2) para um aumento da permeabilidade de ambos os maciços de enrocamento, de 2,76x10-5 para 2,76x10-3 Nos casos seguintes como se trata de uma matéria que engloba além de alterações de permeabilidade, alterações ao nível estrutural, considera-se apropriada uma separação relativamente aos casos anteriores, para uma melhor exposição e interpretação das análises. No Caso 18, colocou-se no interior do núcleo num espaço limitado, um material com uma permeabilidade completamente distinta da deste elemento, de modo a analisar qual a influência que alguma heterogeneidade não detetada poderá provocar, e quais serão as consequências que poderão advir daí (Figura 5.32). Definiram-se três orifícios distintos. Para o caso a) estudou-se a permeabilidade do material em 2,76x10-4 m/s, 2,76x10-5 m/s. Em b) procurou-se introduzir um orifício que não obstruísse a trajeto da linha de saturação do caudal (material com k = 2,76x10-5 m/s), o mesmo se passa em c) com o realce de, neste caso, se ter introduzido um material (azul claro) de k = 1x10-3, de forma a se poder ter uma comparação com a alínea anterior. Figura 5.32 – Representação das alterações proferidas no núcleo, utilizadas em análise no Caso 18 Velocidade de Fluxo (zona 2) XY-Velocity Magnitude (m/sec) X (m) -2e-006 -4e-006 0 2e-006 4e-006 6e-006 8e-006 020 40 60 80 100 120 140 b) c) a)