Barragens sandroni - 2006 - 4 percolação fundações

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.

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;

(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.

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

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

conceitualmente insustentável) de aumentar a quantidade de informações geotécnicas
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

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

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 plena de 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

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.

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 ombreira direita 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

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

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.

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, Paranoá
em 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).
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