As zonas de enrocamento de barragens de núcleo asfáltico são constituídas comumente por materiais oriundos das escavações obrigatórias para a implantação do empreendimento ou de pedreiras próximas. Os taludes de enrocamento condicionarão, em larga escala, as deformações e as distorções que serão impostas ao núcleo asfáltico. Em barragens bem compactadas e fundação em rocha de boa capacidade de suporte, os taludes de enrocamento de montante e jusante podem ser relativamente íngremes, com inclinações da ordem de 1,4H:1,0V a 1,5H:1,0V (Cruz et al., 2009) e, ainda assim, as tensões tendem a ser baixas e os recalques pouco expressivos, da ordem de 50 cm (Höeg, 1993).
As condições de estabilidade dos espaldares de enrocamento são garantidas pela inserção de zonas de transição a montante e a jusante do núcleo. As zonas de transição permitem melhor distribuição das tensões causadas pelo enrocamento, e com isso as deformações impostas ao núcleo ocorrem de forma mais uniforme, reduzindo o efeito de deformações diferenciais. Neste sentido, impõe-se que as zonas de enrocamento, próximas às zonas de transição, sejam especialmente bem compactadas.
As camadas de transição adjacentes ao núcleo devem ser constituídas de rocha britada com tamanho máximo dos grãos de 60 mm e atender ao seguinte critério de granulometria em projeto:
d100 (núcleo) > d10 (transição); d100 (transição) > 1/4d100 (maciço) (2.2)
Por outro lado, a chamada transição fina, parte da transição imediatamente em contato com o núcleo de concreto asfáltico, deve ser bem graduada e atender ao seguinte critério de granulometria em projeto (Höeg, 1993):
d50 (transição) >10 mm ; d15 (transição) < 10 mm (2.3)
A transição age não somente como elemento de suporte e uniformização de tensões, mas também como elemento auxiliar no processo de autocicatrização, no caso de abertura de trincas no núcleo asfáltico.
2.4 – CONCRETO ASFÁLTICO
Conforme exposto previamente, o concreto asfáltico comumente utilizado em barragens de enrocamento com núcleo asfáltico é o concreto betuminoso usinado a quente (CBUQ), composto por CAP (normalmente entre 5,0 e 7,0% em peso na mistura), fíler (parcela do material onde pelo menos 65% das partículas é menor que 0,075 mm correspondente a peneira nº 200 e 100% é maior que 0,42 mm correspondente a peneira nº 40) e agregado obedecendo aos critérios da ‘curva de Füller’.
As propriedades do concreto asfáltico variam de acordo com o tipo e teor de CAP, tipo de agregado, temperatura e energia de compactação (Brenth e Arslan 1990; Höeg, 1993; Roberts et al., 2002; Falcão, 2007; Ramos, 2009; Guimarães, 2012). A característica essencial do núcleo de concreto asfáltico é garantir a estanqueidade da barragem e, portanto, a permeabilidade é a propriedade mais relevante a ser estabelecida para o concreto asfáltico, a qual, por sua vez, é função direta dos parâmetros volumétricos das misturas compactadas.
Estes parâmetros podem ser expressos em temos do volume de vazios de ar (Vv), do
volume de vazios no agregado mineral (VAM) ou do volume de vazios preenchidos com ligante ou relação betume-vazios (RBV). Em projetos de barragens com núcleos asfálticos, as especificações técnicas têm sido norteadas com base no conceito do volume de vazios de ar (Vv), definido de formas distintas, pela norma americana D2041 (ASTM, 2000a) e pelas
normas brasileiras NBR 12891 (ABNT, 1993) e ME 117 (DNER, 1994), respectivamente, com base nas seguintes relações:
.100 G G G V mm mb mm v − = (2.4) .100 DMT d - DMT Vv = (2.5)
sendo: Gmm − densidade máxima da mistura solta; Gmb − densidade relativa aparente do
corpo de prova compactado; DMT − densidade máxima teórica da mistura (ponderação da densidade dos constituintes); d − densidade aparente do corpo de prova compactado.
Assim, as normas distinguem-se em relação aos procedimentos para a determinação dos parâmetros de densidades utilizados. O parâmetro Gmm expressa o valor da densidade
efetiva da mistura, ou seja, considera a parcela de asfalto que é absorvida efetivamente pelo agregado durante a mistura entre os dois.
Neste contexto, Gmm é função da densidade efetiva da mistura (Gse), definida como a
relação entre o peso seco da amostra solta e seu volume efetivo constituído pelo volume de agregado sólido e dos poros permeáveis à água que não foram preenchidos com asfalto (Figura 2.5), sendo dado pela seguinte relação:
b b se S mm G P G P 100 G + = (2.6)
sendo Ps – porcentagem do agregado em relação à massa total da mistura; Gse – densidade
efetiva da mistura asfáltica; Pb – porcentagem de asfalto em relação à massa total da
mistura; Gb – densidade do asfalto.
Figura 2.5 – Grandezas volumétricas de misturas asfálticas (ANTT, 2000)
Assim, a densidade efetiva da mistura asfáltica (Gse) depende da medida prévia do volume
efetivo, que é determinado pelo chamado ‘método Rice’ (ASTM D 2041). Por outro lado, a densidade máxima teórica (DMT) é numericamente igual à razão entre a massa do agregado mais ligante e a soma dos volumes dos agregados, vazios impermeáveis, vazios permeáveis não preenchidos com asfalto e total de asfalto (Bernucci et al., 2008), sendo expressa em termos da ponderação das densidades reais dos materiais componentes da mistura:
n n 2 2 1 1 cap cap 2 1 cap G P ... G P G P G P ... P DMT + + + + + + + + = P P Pn (2.7)
A sistemática de determinação do parâmetro DMT considera os componentes da mistura asfáltica na proporção que eles ocupam dentro da mistura, sem levar em conta a absorção de parte do ligante pelos agregados. Assim, teoricamente, o ligante apenas envolveria os agregados e não penetraria nos poros dos agregados (Marques, 2004). A distinção fundamental entre as relações 2.6 e 2.7 refere-se à consideração das densidades do agregado. A primeira considera a densidade real dos constituintes e a segunda considera a densidade efetiva e, desse modo, os valores de DMT tendem a ser superiores aos do parâmetro Gmm (Vasconcelos et al., 2005).
A determinação distinta das densidades aparentes pelas normas se deve aos procedimentos para a estimativa dos volumes aparentes. Na norma americana D 2726 (ASTM, 2000b), os vazios superficiais são considerados através da utilização do peso úmido após a imersão em água, ao passo que, nas normas brasileiras (mencionadas anteriormente), o volume é obtido sem considerar os vazios superficiais. As relações 2.8 e 2.9 permitem a determinação das densidades aparentes pelas normas americana e brasileiras, respectivamente:
sub ssd d mb W W W G − = (2.8) sub d d W W W d − = (2.9)
sendo: Wd – peso seco; Wssd – peso saturado em superfície seca; Wsub – peso submerso do
material.
Em núcleos asfálticos de barragens, comumente as especificações técnicas de projeto estabelecem valores-índices dos volumes de vazios inferiores a 3%. Em função das diferenças de energia aplicada no laboratório e no campo, os volumes de vazios obtidos em ensaios em laboratório para as misturas especificadas para o núcleo devem ser inferiores a 2% (Höeg, 1993).
A Figura 2.6 apresenta uma correlação entre permeabilidades e volumes de vazios de concretos asfálticos (Falcão, 2007), com comportamento de variação tipicamente exponencial. Para volumes de vazios de 3%, as permeabilidades do concreto asfáltico tendem a ser essencialmente inferiores a 10-8 cm/s.
Figura 2.6 – Permeabilidades x volumes de vazios de concretos asfálticos (Falcão, 2007)
Um segundo parâmetro volumétrico utilizado em projetos de misturas asfálticas é o VAM, que expressa, em porcentagem, o volume não ocupado pelos agregados na mistura, ou seja, (vazios de ar + vazios cheios de CAP), e é dado pela seguinte relação:
.100 G . DMT d - DMT VCB V VAM b v + = + = Pb d (2. 10)
Este parâmetro é distinto do seu similar VMA (voids in the mineral aggregate) pela norma americana D2041 (ASTM, 2000a), que considera, na mistura compactada, o volume de vazios com ar e o teor de asfalto efetivo.
Um terceiro parâmetro volumétrico de misturas asfálticas de referência é a chamada ‘Relação Betume –Vazios’ (RBV), definida como:
.100 VAM V VAM RBV − v = (2.11)
Nas aplicações em núcleos de barragens, o teor de ligante no concreto asfáltico é utilizado comumente com teor um pouco superior ao necessário para preencher quase totalmente os vazios entre os agregados, tipicamente em torno de 5,5 a 6% em peso, para atender a prescrição de volumes de vazios inferiores a 3%. Nestas condições, a densidade obtida durante a compactação é quase da ordem da densidade máxima da mistura.
A Figura 2.7 (Brenth e Arslan, 1990 apud Guimarães, 2012) apresenta resultados típicos de ensaios triaxiais relativos ao comportamento à ductilidade do concreto asfáltico em função dos teores de CAP presentes (no caso CAP B80), para diferentes tensões confinantes (0,25 e 0,75 MPa). Os resultados indicam incremento das deformações axiais e uma significativa redução das deformações volumétricas com o aumento do teor de ligante da mistura.
Figura 2.7 – Variações volumétricas de concretos asfálticos para diferentes teores de CAP (CAP B80) e tensões confinantes (Brenth e Arslan, 1990 apud Guimarães, 2012)
Baixos teores de ligante e finos resultam em misturas com menor trabalhabilidade, compactação mais difícil e permeabilidade mais elevada. Valores elevados de ligante e finos implicam materiais mais viscosos, apresentando também menor rigidez e menor resistência, embora com menor permeabilidade.
O teor ótimo do ligante presente em uma dada mistura asfáltica depende essencialmente da técnica de dosagem empregada relativamente à distribuição granulométrica dos agregados presentes. O processo comumente utilizado em aplicações práticas é a chamada Dosagem Marshall, desenvolvida nos Estados Unidos no início da década de 30 do século passado e posteriormente difundida em todo o mundo.
O método é caracterizado pela seleção do ligante asfáltico e do agregado de modo a atender determinadas especificações de projeto. A compactação é realizada por impacto de um soquete padrão para obtenção de corpos de prova cilíndricos e que devem atender a certos limites quanto aos valores dos parâmetros Va e VMA e, em alguns casos, também aos
valores dos volumes de vazios preenchidos com ligante VFA (ALS, 2014). Além disso, algumas agências estabelecem limites também quanto aos valores de estabilidade e de fluência do material (NCHRP, 2011).
Os procedimentos de dosagem são feitos com base nas normas ME 43 (DNIT, 1994) e ES- 031 (DNIT, 2006). Com base na definição da faixa granulométrica, são moldados cinco grupos de três corpos de prova com diferentes teores de asfalto mediante aplicação de 75 golpes por face, obtendo-se amostras com 100 mm de diâmetro e 63,5 mm de altura. Após a moldagem, determinam-se os seguintes parâmetros volumétricos: (i) densidade aparente (Gmb); (ii) volume de vazios (Vv); (iii) vazios no agregado mineral (VAM); (iv) vazios
preenchidos com ligante (RBV). A partir destas moldagens traçam-se relações dos teores de ligante com volumes de vazios ou relações betume-vazios por exemplo, para se obter os teores de ligante que satisfazem as especificações técnicas de projeto (Bernucci et al., 2008; Souza Neto, 2013; ALS, 2014).
As principais limitações desta metodologia referem-se ao fato de que os mecanismos de compactação não simulam efetivamente as condições de campo e que os ensaios para a determinação dos parâmetros não são representativos das solicitações reais. Como técnica alternativa, a chamada metodologia Superpave inclui um novo sistema para seleção de ligantes asfálticos, baseada em condicionantes de desempenho em termos das condições de carregamento, climáticas e de compactação em campo.
A maior diferença da dosagem Superpave para a Marshall encontra-se na nova forma de compactação da mistura asfáltica. Enquanto na dosagem Marshall a compactação é feita por impacto (golpes), na dosagem Superpave a compactação é feita através de amassamento (giros) em um compactador giratório especial, produzindo amostras com 150 mm de diâmetro (Asphalt Institute, 2001). Esta tecnologia, porém, ainda não é empregada na prática de projetos de concreto asfáltico para implantação de núcleos de barragens.
2.5 – USINAS ASFÁLTICAS
Para se estabelecer uma adequada mistura de agregados e CAP, dosagem da massa asfáltica e aquecimento do produto para posterior aplicação, nas grandes demandas exigidas por uma barragem com núcleo asfáltico, são utilizadas as chamadas usinas asfálticas de CBUQ, que podem ser centrais gravimétricas ou centrais volumétricas, dependendo da grandeza de controle adotada para a aferição das respectivas dosagens da mistura, sendo as primeiras de aplicação mais generalizada.
As centrais gravimétricas são compostas por silos de alimentação, que armazenam e fazem a dosagem adequada dos agregados, de forma contínua e automática na proporção indicada no sistema de controle. Os agregados são introduzidos em um secador, tipo de cilindro rotativo dotado de um queimador, pela extremidade oposta ao queimador, onde passam por um processo de secagem e aquecimento até ser atingida a temperatura prevista para a mistura. O processo é denominado de contra-fluxo de mistura externa, pois o fluxo de agregados ocorre em sentido contrário ao fluxo de gases quentes oriundos da chama do queimador. Uma vez secos e devidamente aquecidos, os agregados são levados a um misturador externo.
Por outro lado, a fração de finos oriundos do processo de secagem é retida inicialmente por um separador estático (que retém os finos de maior granulometria) e depois por um filtro de mangas, que atua como elemento de retenção dos finos de menor granulometria, ambas as parcelas sendo posteriormente encaminhadas ao misturador.
Um sistema independente faz a injeção do CAP diretamente no misturador sobre os agregados secos e quentes, sendo a mistura revolvida com grande energia pelos braços do misturador. A mistura asfáltica a quente é então, direcionada por um elevador para um silo de armazenamento, do qual é descarregada em estágios em caminhões de transporte até o local da obra. Cada mistura correspondente a um ciclo completo destas operações é chamada de ‘batelada’, fixada para garantir uma determinada capacidade de estocagem do produto, por exemplo, um volume capaz de atender pelo menos 30 minutos de produção da máquina pavimentadora. Estas centrais garantem a boa qualidade do produto, pois todos os materiais são pesados separadamente garantindo uma melhor precisão da mistura.
CAPÍTULO
3
CARACTERISTICAS DO EMPREENDIMENTO
3.1 – INTRODUÇÃO
A Usina Hidrelétrica Jirau (UHE Jirau) está localizada no Rio Madeira, afluente da margem direita do rio Amazonas, no Estado de Rondônia, cerca de 120 km da capital Porto Velho e em plena selva amazônica e forma, com a UHE Santo Antônio, localizada mais próxima à capital, um empreendimento hidrelétrico chamado Complexo do Madeira (Figura 3.1). O consórcio Energia Sustentável do Brasil, formado pelas empresas GDF Suez, Eletrosul, Chesf e Camargo Corrêa, coordenou e viabilizou a implantação do empreendimento.
Figura 3.1 – Localização da UHE Jirau
O limite a montante da área do empreendimento está situado cerca de 15 km da foz do rio Abunã e da fronteira Brasil-Bolívia, próximo à localidade de Abunã. O limite a jusante localiza-se no conjunto de ilhas formadas pela Ilha do Padre, Ilha da Formiga, Cachoeira do Inferno e a Ilha Pequena, entre as localidades de Jirau e Jaci Paraná, sendo que, neste trecho, o rio foi desviado para a construção da usina, deixando exposto o fundo do leito (Silva et al., 2010).
A usina de Jirau é do tipo fio-d’água – sistema em que não há um reservatório propriamente dito e a geração de energia está baseada nos ciclos de cheias do rio, modelo que tem como vantagens a redução das áreas inundadas e um menor impacto ambiental. No caso da UHE Jirau, o projeto tirou partido da existência de duas ilhas localizadas em meio ao trecho do rio onde a usina seria implantada para atuaram como bases naturais para a locação do eixo geral do empreendimento (Figura 3.2).
Figura 3.2 – Arranjo geral das estruturas da UHE Jirau (Braga, 2013)
Em função destas ilhas, o projeto contemplou duas casas de força distintas, ambas com unidades geradoras do tipo bulbo, com potência instalada de 3.750 MW. Na margem esquerda, localizam-se as 22 unidades geradoras, tendo como vértice a extremidade sul da Ilha do Padre (Figura 3.3). O vertedouro de superfície, com 18 vãos, está localizado ao lado da casa de força da margem direita, que conta, por sua vez, com 28 unidades geradoras que se encontram acopladas à região da tomada d’água (Figura 3.4).
O barramento propriamente dito contempla uma barragem principal – localizada na região do leito do rio, construída com enrocamento com núcleo em concreto asfáltico e disposta segundo um eixo retilíneo ligando a extremidade sul da ilha do Padre à parede direita da Casa de Força da margem esquerda e duas barragens laterais – localizadas nas margens e construídas em enrocamento com núcleos argilosos (Figuras 3.3 e 3.4).
Figura 3.3 – Vista da UHE Jirau: Ilha do Padre/barragem principal (Braga, 2013)
Figura 3.4 – Vista da UHE Jirau: barragem principal/barragem da MD (Braga, 2013)
A área do reservatório é variável, tendo 302,6 km² em seu nível d’água máximo normal, com área inundada variando entre 31 km² e 108 km². Para a implantação do barramento, foram construídas duas ensecadeiras, primeiro na margem direita da barragem, permitindo a operação do vertedouro inicial, e depois na margem esquerda. Estas ensecadeiras foram posteriormente incorporadas à barragem principal.