Sandroni Barragens Capitulo 4 Percolacao Pelas Fundações (2006)

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C/SS/BARRAGENS:4 PERCOLAÇÃO FUNDAÇÕES 2006-REV 060928.doc 1
4 - PERCOLAÇÃO PELAS FUNDAÇÕES 
 
4.1 - Gradiente Médio e Gradiente de Saída 
 
Nos terrenos naturais que compõe as fundações e ombreiras, os efeitos da percolação 
dependem de detalhes geológicos cuja posição, configuração e características 
hidráulicas são difíceis de definir com precisão. O apoio de geólogos com experiência 
em barragens é, nesse contexto, fundamental. È mais difícil garantir o controle da 
percolação pelas fundações do que nos aterros. 
 
Grandes e catastróficos desastres já ocorreram por entubamento pelas fundações. Um 
dos desastres mais antigos em barragens de grande porte é o da barragem de Puentes 
(ICOLD, 1974) em Lorca, Espanha, construída entre 1785 e 1791 e que rompeu 
catastroficamente em 1802. Esta barragem de peso em alvenaria, com 50 metros de 
altura e 282 metros de comprimento longitudinal, uma obra muito grande para a época, 
apoiava-se em rocha de boa qualidade em ambas as ombreiras. Na porção central do 
vale, ao longo de cerca de 17 metros, ocorriam aluviões profundos, como mostrado na 
figura 4.1. Neste trecho a barragem se apoiava em estacas o que sugere que as 
pessoas que conceberam a obra se preocuparam com o apoio da barragem sobre o 
aluvião. O estaqueamento foi estendido para além do pé de jusante, como mostrado na 
figura, podendo-se supor que assim fazendo procurou-se estabilizar o terreno e, 
possivelmente, combater o entubamento. Pelos padrões atuais, este partido de projeto 
seria considerado totalmente inadequado. Nos primeiros 11 anos de operação o lago 
não atingiu mais do que a metade do nível máximo de operação. Em 30 de abril de 
1802, com o nível d'água na altura de 47 metros, às 2:30 da tarde observou-se uma 
grande quantidade de água avermelhada aflorando no pé de jusante na região do 
estaqueamento. Por volta das 3 horas foram ouvidos ruídos como de explosões e a 
água jorrou por baixo da barragem carregando solo e estacas. Em cerca de uma hora o 
volume total do reservatório escoou causando uma enchente catastrófica a jusante. 
Restou na barragem uma grande abertura com cerca de 17 metros de largura e 33 
metros de altura. 
 
A repetição de um acidente como o de Puentes hoje em dia é impensável, porque a 
engenharia está amplamente alertada para o problema de carreamento e para os fatos 
físicos relevantes em sua análise. 
 
O conceito básico envolvido é o de GRADIENTE HIDRÁULICO (i) que se define como a 
relação entre a diferença de carga hidráulica total (δH) e a distância (δL). Ou seja: 
 
i = δH/δL 
onde: 
 δH = diferença de carga hidráulica total entre os pontos A e B, quaisquer, 
situados em uma linha de fluxo. A carga hidráulica total é dada pela soma da 
carga de posição (altura em relação a um referencial arbitrário qualquer) com a 
carga de pressão (igual à pressão no ponto dividida pelo peso específico da 
água). Dimensionalmente é uma quantidade linear; 
δL= distância entre os pontos A e B ao longo da linha de fluxo. 
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Como δH e δL tem dimensão linear, o gradiente é adimensional. 
 
Em um solo não coesivo, para que ocorra carreamento é necessário que o peso do solo 
seja anulado pela força de arraste exercida pela água que flui através dele. Considere o 
esquema mostrado na figura 4.2, simulando o fluxo ascendente de água em uma areia. 
A areia colocada dentro do cilindro (de área A e paredes sem atrito) está submetida a 
uma força ascendente devida à subpressão da água igual a: 
 
 Fa = (δH + δL) x w x A, onde w é o peso específico da água. 
 
O peso da areia é igual a; 
 
Ps = δL * A * sat , onde sat é o peso específico da areia saturada. 
 
Quando estas duas forças, Fa e Ps se igualam, o peso da areia é anulado, ocorrendo a 
condição chamada de "areia movediça". Ou seja, 
 
(δH + δL) * w * A = δL * A * sat 
 
donde, 
δH/dL = ( sat - w )/ w = gradiente 
 
Como se vê, a partir de um determinado valor do gradiente passa a haver risco de 
carreamento. As expressões teóricas acima permitem que se quantifique este valor. O 
peso específico dos solos saturados varia entre, digamos, 18 e 22 kN/m3. Logo, o 
gradiente "crítico" (isto é, aquele que resulta na condição de areia movediça) se situa 
entre 0,8 e 1,2. Mais adiante veremos que os valores de gradiente crítico observados 
em casos reais são menores do que estes. 
 
Existem, desde o começo do século passado (Blight, 1908), estudos que reconhecem a 
importância do gradiente e do tipo de material para a estabilidade de fundações de 
barragens perante percolação. Lane (1934) apresentou um estudo de mais do que uma 
centena de barragens incluindo, tanto situações nas quais não se constatou qualquer 
problema, como situações em que ocorreram sérios problemas de carreamento e 
alguns desastres. Lane propôs valores mínimos para uma relação denominada 
"weighted creep ratio", Cw. Este valor relaciona um comprimento ponderado de 
percolação com a carga hidráulica atuante, como mostrado na figura 4.3. Note-se que 
Cw reflete, de certa maneira, o valor do gradiente hidráulico médio ao longo da 
fundação da obra. O fato da definição adotada por Lane para Cw usar 1/3 do valor de L 
é um reconhecimento da maior permeabilidade horizontal que caracteriza os 
sedimentos. Na figura estão apresentados os valores de Cw propostos por Lane para 
diferentes materiais de fundação. Os preceitos propostos por Lane são passíveis de 
várias críticas, a saber: 
 (a) Os valores de Cw correspondem à envoltoria de todos os casos nos quais se 
registraram problemas e são, por conseguinte, bastante conservadores; 
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 (b) Com freqüência o material de fundação contém estratificações ou zonas de 
solos com diferentes granulometria de forma que sua inserção nas categorias 
granulométricas de Lane apresenta-se duvidosa. Em casos assim, se o projetista insistir 
na utilização dos critérios de Lane, só resta utilizar a interpretação conservadora 
mencionada por Terzaghi & Peck (1967) e considerar a fundação como constituída pelo 
pior dos materiais; 
 (c) O fator principal que baliza o risco de carreamento e entubamento é o 
gradiente de saída e não o gradiente médio (do qual Cw é uma expressão indireta). 
Casagrande (1934) mostrou, em discussão ao artigo de Lane, que o gradiente de saída 
varia dependendo de fatores que não modificam o Cw de Lane. Na figura 4.4 estão 
alguns exemplos; 
 (d) Em muitos casos ocorre uma camada superficial de permeabilidade mais 
baixa. O gradiente de saída se concentra nesta camada e pode, como mostrado na 
figura 4.5, atingir valores elevados mesmo para contrastes relativamente pequenos de 
permeabilidade entre a camada superficial e a camada mais profunda do terreno. 
 
O estabelecimento de qual seria o gradiente tolerável a jusante no caso de existir uma 
camada menos permeável pode, em princípio, ser tratado teoricamente, como explicado 
acima. Em teoria, o gradiente crítico é da ordem de 0,8 a 1,2. Na prática porém, devido 
à complexidade inerente aos materiais de fundação, os valores de gradiente de saída 
que redundam em funcionamento inadequado da obra são diferentes dos teóricos e 
muito variáveis. Existe um interessante estudo prático sobre o assunto feito com base 
em medições piezométricas nas fundações de diques no rio Mississipi (Turnbull & 
Mansur,1959). Os resultados desse estudo estão resumidos na figura 4.6. Se observa 
que os problemas de percolação excessiva se manifestam a partir de gradientes de 
saída da ordem de 0,4 e que para gradientes a partir de 0,5 podem ocorrer "sand boils" 
(carreamento violento de areia situada abaixo da camada superficial de menor 
permeabilidade formando cones de material arenoso na superfície).Seria ingênuo imaginar que se pode fixar um critério universal de projeto para os 
gradientes aceitáveis de saída. As decisões de projeto referentes a este ponto devem 
ser sempre antecedidas de uma cuidadosa e experiente ponderação de todas as 
informações geotécnicas disponíveis, de estudos analíticos e de considerações de 
risco. Na maioria dos casos (para não dizer em todos), os gradientes de saída devem 
ser evitados (anulados) com obras de drenagem a jusante, tais como trincheiras 
drenantes e poços de alívio. Em obras de menor responsabilidade e risco, pendente de 
julgamento e avaliação criteriosos, pode-se utilizar um valor de 0,25 para o gradiente de 
saída como critério de projeto. Valores mais elevados do que estes foram advogados 
por Mansur & Kaufman (1956) para os diques do rio Mississipi os quais são obras de 
menor risco e com menor permanência das águas altas (só há água durante as cheias 
do rio). Estes autores mencionam como critérios de projeto os valores de gradiente de 
saída de 0,67 para áreas de agricultura e 0,50 para áreas industriais. Deve ainda ser 
considerado se o pé de jusante ficará emerso ou submerso. No caso de ficar submerso, 
um eventual processo de entubamento a jusante poderá passar desapercebido e, 
naturalmente, o projetista deve ser mais conservador. 
 
 
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4.2 - Controle da Percolação 
 
4.2.1 - Fundação em solo 
 
A melhor e evidentemente mais efetiva maneira de controlar a percolação pela 
fundação é a interceptação total do material permeável com uma trincheira ou cortina. 
Quando este recurso pode ser utilizado, e é corretamente executado, tanto a vazão 
pela fundação como os gradientes de saída se tornam irrisórios. Mas nem sempre é 
possível ou economicamente viável interceptar totalmente os estratos mais permeáveis 
da fundação. Às vezes a profundidade é muito grande ou o custo de abertura da vala 
para a trincheira, onerado por um sistema de rebaixamento, é muito elevado ou, há 
problema de prazo. 
 
A utilização de trincheira ou cortina parcialmente penetrante é pouco eficiente tanto no 
que tange à vazão como no que se refere às perdas de carga e aos gradientes de 
saída. As figuras 4.7 e 4.8 ilustram estes pontos. Na figura 4.7, por exemplo, se vê que 
a diminuição de vazão só se torna significativa para penetrações superiores a 90% da 
espessura total da camada permeável. Na figura 4.8 se vê que o gradiente de saída, da 
mesma forma, só cai acentualmente para penetrações praticamente integrais. 
 
Não sendo possível a interceptação total, utilizam-se ou combinam-se outros recursos 
para controle das vazões e dos gradientes de saída tais como (ver figura 4.9): tapete 
impermeável a montante, tapete drenante a jusante, trincheira drenante a jusante e 
poços de alívio. Esses recursos foram utilizados em diversas obras Brasileiras (ver, por 
exemplo, Vargas, Pacheco & Moretti, 1997) que tiveram comportamento satisfatório. 
Estes partidos de projetos são discutidos a seguir. 
 
A cortina de injeção em solo, mostrada esquematicamente no diagrama inferior da 
figura 4.9, utilizada com sucesso pela engenharia européia, não é usual no Brasil. 
Dependendo do sedimento que constitui a fundação, são utilizados produtos químicos 
especiais e cimentos especiais de granulometria fina. No Brasil, na UHE Porto 
Primavera, foi realizado um teste visando criar interceptação de fluxo com colunas jet-
grout justapostas. Esta única experiência não teve bons resultados (fato que não deve 
servir para condenar uma técnica promissora). Na barragem de Balbina, foram 
utilizadas injeções de nata de cimento para tratamento de fundação em solo com 
canalículos (tubos com diâmetro centimétrico a decimétrico feitos por cupim no solo). 
No caso de Balbina causou-se o fissuramento deliberado pela pressão de injeção 
(denominado "clacagem") de forma a facilitar a interconecção e enchimento dos 
canalículos. 
 
Os elementos teóricos que interessam aos tapetes impermeáveis a montante estão 
apresentados na figura 4.10. Existe um comprimento efetivo (Le, distância contada a 
partir do pé de montante da barragem) no qual a carga hidráulica na fundação sob o 
tapete é igual à carga no reservatório. Esta distância correspondem ao ponto em que a 
vazão vertical através do tapete se iguala à vazão horizontal através da fundação e 
depende das permeabilidades e das espessuras da fundação e do tapete, tal como 
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refletido no parâmetro "a", figura 4.10. 
 
O cálculo do comprimento efetivo vale também para jusante o que permite que se 
estime, por simples geometria de semelhança de triângulos, o gradiente de saída sob 
uma camada impermeável situada a jusante, desde que se conheçam as espessuras e 
as permeabilidades da camada superficial e da fundação. A figura 4.10 ilustra. 
 
O tapete de montante deve ser protegido para que não trinque por ressecamento antes 
de enchimento do reservatório e não deve conter descontinuidades sob pena de perder 
sua eficiência. A consideração de camadas naturais superficiais como tapete deve ser 
cercada de bastante cuidado. A figura 4.11 ilustra os efeitos de falhas no tapete de 
montante sobre a carga hidráulica no pé e sobre a vazão. Como se vê, uma falha de 
apenas 10% já praticamente anula os efeitos benéficos do tapete. 
 
A figura 4.12 mostra os gradientes de saída para o caso de não existir camada 
superficial de menor permeabilidade. Situações como esta só costumam acontecer no 
trecho do leito principal dos rios. Um fato relevante que se observa na figura 4.12 é que 
os gradientes imediatamente a jusante do pé da barragem são muito elevados. No pé, 
em particular, o gradiente é teoricamente infinito. É por este motivo que não se termina 
bruscamente um aterro argiloso sobre a fundação: sempre se coloca pelo menos um 
dreno de pé de forma que o trecho inicial de gradientes elevados fique protegido por um 
sistema filtrante. A parte inferior da figura 4.12 mostra a relação entre o comprimento 
(m) de um tapete drenante e a carga hidráulica total (H) para que o gradiente de saída 
seja menor do que um certo valor arbitrário (no caso escolheu-se 0,3). Como se vê, 
para as relações comprimento/carga (L/H), que em barragens homogêneas de terra se 
situam tipicamente entre 5 e 7, o comprimento do tapete deve ser da ordem de 15 a 
25% da carga. 
 
4.2.2 Fundação em Rocha 
 
Quando se apoia um aterro de solo sobre fundação rochosa, a principal preocupação 
costuma ser referente a uma eventual penetração do solo nas fraturas da rocha, em 
particular no caso de núcleos de barragens mistas. Em presença deste tipo de receio, o 
que se costuma fazer é tratar a superfície da fundação rochosa de forma a vedar as 
fraturas. Este tratamento vai desde uma simples obturação das principais juntas abertas 
com nata de cimento até, nos casos em que a rocha é intensamente fraturada, à 
colocação de uma laje contínua de concreto. 
 
O recurso mais comum de controle da percolação em fundações rochosas são as 
cortinas de injeção de cimento. Elas são utilizadas na rocha de fundação de 
praticamente todas as obras de barramento de concreto. Sua função primordial é 
diminuir a vazão pela fundação de forma a reduzir a solicitação do sistema de 
drenagem. As cortinas de injeção de cimento não são eficientes na redução da carga 
hidráulica. Sob barragens de terra e enrocamento o tratamento de fundações rochosas 
com injeções profundas de cimento é, quase sempre, desnecessário. Este é um 
assunto sempre muito debatido em projeto e, pelo menos nas obras grandes, se 
termina por executar pelo menos uma linha de furos com o objetivo (muitas vezes 
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conceitualmente insustentável) de aumentar a quantidade de informaçõesgeotécnicas 
sobre a rocha de fundação. O que parece existir é um hábito que não se justifica. O uso 
de injeções em rocha sob aterros deve ser norteado, tal como para as estruturas de 
concreto, pelo eventual benefício em diminuir a vazão incidente no sistema de 
drenagem interna da barragem. 
 
Não existe um critério consagrado para definir se uma fundação rochosa deve ou não 
ser injetada (nem seria de se esperar que existisse pois depende de um número grande 
de circunstâncias específicas do local como altura e tipo da barragem, tipo de rocha e 
arranjo de seu fraturamento, importância das perdas d'água, etc). Apesar disto, diversos 
critérios, baseados em resultados de ensaios de perda d'água, tem sido propugnados 
por diferentes autoridades geotécnicas. Redlich e Terzaghi, por exemplo, sugerem que 
se deve injetar se a perda d'água absoluta for maior do que 0,5 l/min/m/atm. Hvorslev e 
algumas publicações do LNEC falam em 0,2 l/min/m/atm. Havendo recursos e tempo, é 
desejável que se examine esta questão em maior profundidade na fase de projeto 
através de ensaios de campo adequados e análises de percolação. Um conjunto de 
limites práticos, razoáveis para uma primeira avaliação está apresentado na tabela 
abaixo. 
 
DENOMINAÇÃO PERDA DE ÁGUA 
(l/min/m/atm) 
ABSORÇÃO DE CIMENTO (*) 
(kg/m) 
Baixa a Nula Menor que 1 Menor que 10 
Média 1 a 8 10 a 50 
Alta 8 a 20 50 a 100 
Muito alta Maior que 20 Maior quer 100 
 (*) descontando a nata necessária para encher o furo de injeção 
 
A profundidade que uma cortina de injeção deve atingir também costuma ser motivo de 
muita troca de idéias na fase de projeto das barragens. Evidentemente, deve ser 
norteada pelos aspectos geológicos da rocha de fundação (por exemplo, um plano de 
contato entre derrames em rocha basáltica). Existem indicações gerais, como a da 
ASCE (que, de forma alguma, devem ser seguidas sem avaliação experiente): 
 
 Altura da Barragem Profundidade da cortina 
 (m) (m) 
 8 a 25 12 
30 a 66 25 
60 a120 45 
maior que 150 60 
 
4.3 - Vazão pela Fundação 
 
A quantidade de água que passa pelas fundações e ombreiras de uma barragem pode 
ser estimada com precisão razoável desde se conheça a geometria da fundação e a 
permeabilidade dos materiais. Acontece que ambas, geometria e permeabilidade, 
costumam ser muito complexas. Assim, as estimativas de vazão são feitas (exceto em 
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projetos de grande porte que justifiquem estudos e prospecções detalhados) utilizando 
modelos bastante idealizados (fundação com espessura constante e permeabilidade 
única e isotrópica, por exemplo). A figura 4.13 permite a estimativa de vazão para 
condições geométricas simples e material homogêneo. Vazões em fundação 
homogênea e para condições geométricas um pouco mais complicadas podem ser 
estimadas a partir da figura 4.7. Havendo camada superficial menos permeável, como 
mostrado na figura 4.10, a vazão pode ser estimada utilizando o comprimento efetivo de 
percolação (Ld+2Le) como comprimento Lo na figura 4.13. 
 
Não existem critérios fixos que estabeleçam qual a "vazão aceitável" pelas fundações 
de uma barragem. É possível, contudo, examinar esta questão considerando as vazões 
observadas em obras em funcionamento e separando aquelas cujo desempenho foi 
considerado satisfatório, daquelas cuja vazão pelas fundações foi considerada 
excessiva. Um estudo realizado considerando vazões observadas em um grande 
número de barragens em operação sugere que os valores da coluna da esquerda da 
figura 4.6 podem servir como limites entre as vazões específicas (isto é, vazão por 
metro longitudinal) consideradas como "pequenas", "médias" e "altas". Assim, uma 
vazão específica de 5 l/min/m ou menos seria, em princípio, aceitável. Já uma vazão 
específica maior do que 15 l/min/m seria considerada excessiva. Estes limites são 
consistentes com o levantamento realizado por Silveira (1983) com dados de 15 
barragens Brasileiras. 
 
Enfoques como o acima, evidentemente, só se aplicam a casos em que o fluxo é 
razoavelmente uniforme ao longo da barragem como um todo. Eles não devem ser 
utilizados quando a vazão se concentra em um ou uns poucos pontos de saída ou 
quando há suspeita de carreamento de grãos. Na barragem de Jaburú, no Ceará, por 
exemplo, registrou-se surgência com vazão da ordem de 3000 l/min em um único ponto 
da ombreira esquerda cerca de 30 m a jusante da barragem (Carvalho, 1981). Só a 
vazão desse ponto corresponde a cerca de 4 l/min/m para os 770 m de coroamento da 
barragem. Na barragem de Saracuruna, no Rio de Janeiro (Ruiz et al, 1976), a vazão 
média de 12 l/min/m foi considerada alta, por estar associada a carreamento de grãos. 
Após as obras de melhoramento, a vazão foi reduzida para algo como 4 l/min/m. 
 
4.4 - Casos e acidentes 
 
(a) Um caso de percolação pela ombreira (Camaçari, Bahia) 
 
A figura 4.14 mostra um caso de percolação pela ombreira com início de formação de 
entubamento. Esta pequena barragem, com cerca de 13 metros de altura e 100 metros 
de comprimento pela crista, foi construída em Camaçarí, Bahia, em 1974 como parte do 
sistema de combate a incêndios de um complexo industrial. Desde de 1975 a obra 
apresentou surgências a jusante. Na ombreira direita, a jusante, ocorreu um 
deslizamento associado à percolação (não mostrado na figura) que foi reparado, 
construindo-se uma berma drenante com dreno de brita envolto em bidim. Na ombreira 
esquerda, que na época não apresentava problemas de desmoronamento, foi 
implantada uma trincheira drenante que se inicia a cerca de 10 metros a jusante do pé 
de barragem (indicada por "drenagem existente" na figura). Em 1985 foi constatada 
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uma nova surgência na ombreira esquerda, com vazão de cerca de 10 litros/minuto, 
entre a drenagem existente e o pé da barragem. Em 1986 esta surgência já tinha 
causado pequenos desmoronamentos em suas adjacências, como mostrado na figura. 
O terreno na região compõe-se de estratos sedimentares da formação São Sebastião, 
nos quais camadas siltosas e arenosas centimétricas e decimétricas se alternam dentro 
de pacotes métricos nos quais predomina o silte ou a areia. Duas sondagens são 
mostradas na parte inferior da figura 4.14: a sondagem A executada antes da 
construção e a sondagem B executada com a barragem pronta. Elas indicam que na 
região da última surgência observada ocorre uma areia siltosa com SPT variando entre 
3 e 10. A surgência foi tratada cobrindo todo o trecho abaixo da cota 48 (que vai do pé 
da barragem até a drenagem existente) com um tapete filtrante. 
 
Adotou-se assim, a postura de projeto mais indicada em casos onde se registram 
surgências a jusante de barragens em operação: deixar que a água siga passando 
pelas rotas que já escolheu ao mesmo tempo que se garante que a erosão interna não 
progredirá. Tais surgências não são problemas graves porém devem ser tratadas 
imediatamente posto poderem se agravar. 
 
(b) Um caso de percolação por fundação aluvionar (Barragem do Carão, CE) 
 
A barragem do Carão situa-se em Tamboril, CE. Como mostrado na figura 4.15, esta 
barragem de terra homogênea, cujo sistema de drenagem interna se restringe a um 
filtro-tapete horizontal, apoia-se em aluviões com predomínio de areias médias e 
grossas. Como medidas de controle de percolação foram construídos um tapete a 
montante e uma trincheira parcialmente penetrante (cerca de 5 metros para uma 
profundidade total média de aluvião de 10 metros). Quando do enchimento do 
reservatório observou-se uma vazão de cerca de 2400litros/minuto, sob carga hidráulica 
da ordem de 9 metros. Isto corresponde a cerca de 20 a 30 litros por minuto por metro 
ao longo da calha aluvionar sob a carga plenade operação do lago (15 metros). Esta 
vazão é elevada tanto por comparação com a boa prática (comparar com os valores da 
figura 4.6) como considerando as perdas do reservatório (que atingiriam algo como 2 
milhões de m3 por ano). Ocorreram ainda entubamentos e borbulhamentos a jusante, 
como indicado na figura 4.15. O perfil de terreno na calha aluvionar a jusante da 
barragem caracteriza-se por dois trechos distintos, denominados de perfis tipo A e B na 
figura. O trecho ocupado originalmente pelo leito principal do rio, com perfil do tipo B, 
tem areia à superfície e dava livre saída à água. Lateralmente o perfil é do tipo A, 
camada menos permeável sobrejacente à areia e, por consequência, ocorreram 
subpressões. Assim, no trecho tipo A observaram-se "olhos d'água ("borbulhamentos" 
ou "boils"). Na zona de contato entre os trechos tipo A e B, ocorreram tubos resultantes 
do escoamento da água sob a camada superficial do trecho A em direção ao trecho B. 
A posição de um dos borbulhamentos e de um dos tubos observados está mostrada na 
figura. 
 
Foram consideradas diversas soluções para o problema tais como a implantação de 
parede diafragma e de injeções químicas através do aluvião (atravessando a barragem 
próximo à crista). Ao final, considerada a escassez de recursos, optou-se por implantar 
um filtro invertido a jusante. Esta solução aumenta a estabilidade hidráulica no pé de 
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jusante mas, evidentemente, não resolve o problema de vazões excessivas. As vazões 
que passam pela fundação, no entanto, são menores do que aquelas necessárias a 
jusante. 
 
(c) O desastre de Teton 
 
O desastre da barragem de Teton, por entubamento no primeiro enchimento em 5 de 
junho de 1976, foi um dos mais traumáticos da engenharia de barragens. O projeto e a 
construção tiveram a supervisão do Bureau of Reclamation, um dos órgãos com maior 
experiência em barragens. O número de vidas humanas perdidas, onze em vez de 
milhares, foi reduzido devido tanto ao alarme providencial dado pelo proprietário como 
pelo fato, feliz nas circunstâncias, dos sinais claros da iminência do desastre terem se 
manifestado à luz do dia. 
 
A barragem de Teton (US Gov Print Office, 1976; Penman, 1977; Sowers, 1977), 
construída em um vale do tipo cânion do rio mesmo nome, em Idaho, EUA, tinha 92 
metros de altura e um comprimento pela crista de 810 metros. Um resumo dos 
elementos necessários à compreensão da obra e do desastre está apresentado na 
figura 4.16. 
 
A rocha dominante no local é um riolito, descrito como cinza vulcânica cimentada 
contendo camadas irregulares de escória vulcânica. Este material aflora nas paredes do 
vale. Um derrame basaltico ocorre no fundo do vale, no lado esquerdo, sobreposto a 
um aluvião antigo relativamente delgado. A camada superior em todo o fundo do vale é 
um aluvião recente cuja espessura chega aos 30 metros o qual contém areia e 
cascalho exceto na base onde aparecem siltes e argilas. Em profundidade, abaixo do 
riolito, encontra-se depósitos fluviais e lacustres do plioceno. No alto do plateau ocorre 
um capeamento de silte eólico. 
 
O riolito é leve porém cimentado, apresentando a dureza e a textura de um arenito. A 
porosidade é irregular por causa de diferentes feições vulcânicas localizadas como 
veios de escória, nódulos de lava, etc. mas, no conjunto, é alta. Cavernas subterrâneas 
foram observadas. Em um furo, a noroeste da ombreira direita, uma peça de sondagem 
(um baldinho) foi perdida em uma cavidade e o furo teve que ser abandonado e 
repetido ao lado. O segundo furo também atingiu a caverna e a peça perdida no 
primeiro foi recuperada. O fraturamento é intenso com sistemas subverticais e 
subhorizontais, tanto montante-jusante como perpendicularmente ao rio. Observaram 
algumas fraturas abertas com grandes dimensões. Em um caso, durante a escavação 
de trincheira à direita do vertedouro, duas destas fraturas abertas foram observadas 
distantes de 25 metros. Em uma delas um homem podia penetrar 30 metros para 
montante, para jusante e abaixo da base da trincheira. A outra, embora igualmente 
extensa, não era larga o suficiente pra que um homem entrasse. 
 
O sítio apresenta um nível d'água regional profundo, por volta da cota 1500, cerca de 
54 metros abaixo do nível do rio. Isto quer dizer que o rio cede água para o aluvião. 
Existem níveis d'água empoleirados no riolito que não parecem ter relação com o nível 
d'água profundo. 
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O maciço de terra foi concebido com de 5 materiais diferentes, ver seções na figura 
4.16. O material 1 era um núcleo de solo siltoso oriundo dos depósitos de capeamento 
do plateau. Este material foi compactado, em camadas com 15cm de espessura, até 
98% de grau de compactação (segundo o padrão do Bureau que é semelhante ao 
Proctor Normal) e com umidade 0,5 a 1,5% abaixo da ótima, utilizando 12 passadas de 
rolo pé de carneiro pesando 6 t/m. O material 2 é um cascalho arenoso obtido do 
aluvião do rio a jusante da barragem e, embora não processado ou submetido a outros 
cuidados especiais, destinava-se a atuar como transição filtrante. O material 3 é uma 
transição contendo silte e cascalho do rio. O material 4 corresponde à ensecadeira 
incorporada de montante. O material 5 é um capeamento de pedra utilizado nos taludes 
de montante e jusante. 
 
Na fundação sob a barragem, atravessando tanto o aluvião como o material vulcânico, 
foi implantada uma trincheira de vedação como cerca de 20 metros de profundidade e 
cerca de 24 metros na base a qual, atravessando as fraturas mais aberta e as zonas 
mais permeáveis expostas nas ombreiras, se apoiava na rocha sã. A rocha sob a 
trincheira, por sua vez, foi injetada com três linhas de furos distantes 3 metros uma da 
outra, até profundidades da ordem de 70 a 90 metros. Um capeamento contínuo de 
concreto foi implantado em uma cava, com 1 metro de largura e 1 metro de 
profundidade, unindo os furos de injeção da linha central a qual foi injetada com mais 
intensidade do que as duas linhas laterais. Ao todo foram 35500 metros de furos nos 
quais se injetaram 214.000 metros cúbicos de calda de cimento, areia e bentonita. As 
fraturas abertas foram preenchidas com concreto. 
 
A obra ficou pronta em novembro de 1975. O projeto previa o enchimento com uma 
velocidade de 0,3 metros por dia e esta foi a taxa que ocorreu até março de 1976. Entre 
março e maio de 1976, devido a um afluxo de água superior ao previsto, o nível do lago 
subiu com velocidade entre 0,3 e 0,6 metros por dia. Uma extrapolação das taxas de 
enchimento observadas indicou que o reservatório poderia ser preenchido até junho de 
1976 e, portanto, já irrigar no verão daquele ano, antecipando o prazo previsto. Os 
projetistas permitiram a drástica subida do nível do lago e entre maio e 5 de junho o 
reservatório cresceu até 1 metro por dia. Em 5 de junho (o dia do desastre) o 
reservatório atingiu a cota 1616, um pouco abaixo do nível normal de operação. 
 
A seqüência de eventos observados que culminou no desastre teve início no dia 2 de 
junho e está resumida na figura 4.16. Neste dia duas pequenas surgências, situadas a 
200 e a 300 metros a jusante do aterro, foram observadas na ombreira direita (ponto 1 
na figura). A vazão era de 180 e 270 litros por minuto. Em 4 de junho uma terceira 
surgência, com vazão de 120 litros por minuto, apareceu a 45 metros a jusante (ponto 2 
da figura). As três surgências apresentavam água limpa que parecia sair de pequenas 
fraturas na rocha. No dia 5 de junho (dia do desastre) às 8 horas da manhã foi 
constatada uma grande surgência de água barrenta com vazão de 42.000 litros por 
minuto (0,7m3/Seg) logo acima do pé de jusante da barragem (ponto 3 na figura). Às 
9:30 a face da barragem se apresentou encharcada próximo à ombreiradireita e água 
fluía de um pequeno furo na barragem situado a 5 metros da ombreira e a 40 metros 
abaixo da crista (pontos 4 e 5 na figura). A vazão surgente passou então a crescer a 
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olhos vistos e começou-se a observar erosão de porções da face do talude junto à 
ombreira (local 6 na figura). Às 11 horas apareceu um vórtice no lago a 5 metros da 
face de montante e a 40 metros da ombreira direita (ponto 7 n figura). Tentativas de 
encher a cavidade empurrando material resultaram na perda de duas máquinas cujos 
operadores, por sorte, conseguiram escapar. Às 11:57 a erosão progredira talude acima 
até que o maciço foi brechado. A água fluiu por um buraco com diâmetro de 10 a 15 
metros mantendo-se a crista em posição por algum tempo. Poucos minutos depois a 
crista desabou para dentro da cavidade e a brecha começou a ampliar-se rapidamente. 
Oito horas depois do brechamento o reservatório estava vazio tendo descarregado 300 
milhões de metros cúbicos de água. Três milhões de metros cúbicos de aterro foram 
destruídos. 
 
Um alarme inicial foi dado pelas autoridades às 10:45 horas. A evacuação de pessoas 
da planície até 15km a jusante começou às 11:30. Às 13:30 a evacuação tinha 
terminado. A enchente se moveu com uma velocidade inicial de 30 km/hora (cerca de 
8,5 m/s) com o nível d'água a jusante da barragem subindo 30 metros. Quando a onda 
de cheia atingiu a beira da planície, 10 km a jusante, sua velocidade era de 10 km/hora 
(cerca de 2,5 m/s) e sua profundidade de 2 a 3 metros. Onze pessoas morreram e 2500 
ficaram feridas. Foram destruídas 761 casas, 3.550 edificações de fazendas e 40.000 
acres de terra cultivada. Foram perdidos 13.700 animais, na maioria gado vacum. O 
prejuízo material ultrapassou 1 bilhão de dólares. 
 
Em suma, o desastre se deveu a entubamento do material do aterro. Duas rotas de 
percolação foram consideradas como prováveis: (a) fluxo por juntas abertas pré-
existentes na fundação e, (b) trincamento do núcleo ou da trincheira na ombreira direita. 
A falta de controle granulométrico do cascalho arenoso a jusante do núcleo pode ter 
permitido o entubamento do silte para seu interior. 
 
(e) Laguna 
 
A barragem de Laguna (Marsal & Pohlenz, 1975) pertence ao complexo hidrelétrico de 
Necaxa no México. Desde a sua entrada em operação, em 1908, se observaram 
surgências em vários pontos a jusante. Não há registro quantitativo das vazões até 
1927, quando o fluxo a jusante aumentou e elas passaram a ser observadas. A 
barragem rompeu por entubamento em 31 de outubro de 1969, ou seja 61 anos depois 
da entrada em operação e com 44 anos de observações de vazão a jusante. 
 
Na figura 4.17 está apresentada uma planta, mostrando o trecho da ombreira esquerda 
onde ocorreu o brechamento e a posição dos medidores de vazão a jusante (aforador 1 
e 2, dos lados direito e esquerdo, respectivamente). A figura apresenta ainda uma 
seção geológica longitudinal, que indica que o trecho rompido se apoiava em basalto 
alterado, uma seção transversal da barragem e as observações de vazão, chuvas e 
nível do reservatório entre 1927 e 1969. 
 
As vazões totais medidas a jusante se mantiveram semelhantes às registradas em anos 
anteriores até agosto de 1969. Em setembro a vazão total cresceu para 37 l/seg. Este 
valor não causou alarme pois em 1942 fora registrada uma vazão de 78 l/seg sem 
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problemas. Porém, se analisar separadamente os medidores (ver figura), se observa 
que o medidor 2, que mede as vazões do lado esquerdo (que veio a romper), teve um 
aumento considerável no mês de outubro, muito acima de seus maiores valores 
históricos. O hábito de analisar as vazões somadas dos dois medidores, estabelecido 
na obra ao longo dos anos, (aliado ao fato da chuva influenciar os valores medidos de 
vazão), impediram que este crescimento anormal de vazão fosse percebido. Na manhã 
de 31 de outubro observou-se uma vazão de 75 l/seg (4500 l/min). Às 18 horas 
observou-se um tubo na fundação cuja vazão e dimensão cresceram rapidamente, 
erodindo o talude de jusante da barragem. Às 22 horas e 45 minutos o muro de 
alvenaria e concreto, situado no centro do aterro, ficou descoberto e poucos minutos 
depois o dique foi brechado. 
 
(f) João Penido 
 
O caso da barragem de João Penido em Juiz de Fora, MG, que não sofreu acidente 
grave ou desastre, merece menção devido a longa série de tentativas que se fez para 
controlar as surgências a jusante. Os elementos geométricos estão mostrados na figura 
4.18. A barragem foi construída em 1934 e, já na década de 40 registrava vazões 
consideráveis a jusante. Com a ruptura da barragem da Pampulha (1954), do mesmo 
projetista, as preocupações com relação a João Penido aumentaram. Em 1956 foi 
implantada, a montante, uma cortina de estacas-prancha metálicas, executaram-se 
injeções de argila na união da cortina com as ombreiras e construiu-se um dreno de pé 
a jusante. Em 1959 foram executados 170 furos de injeção de calda de cimento e 200 
furos de injeção de misturas de cimento e argila no corpo do maciço, nas galerias e nas 
ombreiras. No início da década de 70 foram executados 43 furos de injeção de cimento 
na ombreira esquerda. Em 1976 o filtro de pé a jusante (instalado em 1956) foi 
substituído. Durante esta substituição notou-se a ocorrência generalizada de 
concrecionamento das areias do filtro com óxidos transportados pelas águas 
percolantes. Finalmente, em 1981 foi implantada uma parede diafragma de concreto 
atravessando todo o corpo da barragem (5 metros a montante do eixo) e penetrando 
parcialmente nas fundações e ombreiras. Sob a cortina executaram-se furos de 
injeções de calda de cimento. No pé de jusante da barragem instalaram-se poços de 
alívio. 
 
Problemas semelhantes, com infiltrações pelas ombreiras e fundações, foram 
observados na barragem de Saracuruna (Ruiz et al, 1976). Nesta barragem, tal como 
em João Penido, foram realizadas vultuosas obras de controle da percolação e, até 
hoje, a barragem opera com nível inferior ao que é capaz e, é objeto de vigilância 
permanente por parte de sua proprietária (a Petrobras; a água desta barragem serve à 
Refinaria Duque de Caxias). 
 
(g) Outras Obras do Brasil 
 
Diversas obras brasileiras requereram cuidados e despesas adicionais para controle de 
percolação pelas fundações. 
 
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Um caso, sem ruptura desastrosa, de percolação intensa nas fundações é o da 
barragem do Caldeirão, no Piauí, que sofreu entubamento com surgência de água turva 
através dos arenitos e folhelhos interestratificados. Pessôa (1964) relata que "o maciço 
da barragem não apresentava qualquer movimento proveniente do solapamento da 
fundação nessa região" ao passo que Miguez de Mello (1981) menciona o 
"aparecimento de cavidade no corpo barrante". 
 
Diversas barragens de grande porte requereram atenção e despesas adicionais devidas 
a percolação por ombreiras após o primeiro enchimento, como por exemplo: Ilha 
Solteira, Xavantes, São Simão e Curua-Una (BCOLD, 1982). Os problemas, que em 
alguns casos haviam sido previstos, foram contornados com a execução de reforços na 
drenagem a jusante tais como poços de alívio e tapetes drenantes. Na barragem de 
Euclides da cunha (que, posteriormente, veio a ser destruída por galgamento) notou-se, 
dois meses após o primeiro enchimento, uma surgência d'água com vazão da ordem de 
12 l/min em um ponto do talude de jusante cerca de 35 metros abaixo da crista e a 
cerca de 10 metros da ombreira. O fluxo foi atribuído à percolação pela ombreira com a 
água escapando por fissuras no maciço. Há ainda outros casos de barragens nas quais 
se registraram problemas de percolação em ombreiras, como, por exemplo, Paranoáem Brasília (infiltrações na ombreira, Gaioto, 1981). 
 
Em ensecadeiras, por conta, principalmente, do prazo curto de exposição, costuma-se 
correr riscos (em geral previstos ou “calculados”) maiores do que nos maciços 
definitivos. Por consequência, não é rara a ocorrência de problemas de percolação em 
ensecadeiras. Infelizmente, poucas dessas experiências são acompanhadas em 
detalhe (por óbvias razões de prioridades da obra) e menos ainda são divulgadas (com 
algumas exceções tão honrosas como interessantes, ver Eletronorte, 1987). 
 
 
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 
 
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