DeterminaçÃo da permeabilidade de misturas betuminosas para aplicação em NÚcleo de barragens



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Comitê Brasileiro de Barragens

XXVI Seminário Nacional de Grandes Barragens

Goiânia – GO, 11 a 15 de Abril de 2005

T.97 A07


DETERMINAÇÃO DA PERMEABILIDADE DE Misturas betuminosas para aplicação em NÚCLEO DE barragens
Paulo Roberto Farias FALCÃO
Aluno de Doutorado, MSc – Universidade de Brasília.
Renato Cabral GUIMARÃES
Engenheiro Civil, MSc – FURNAS Centrais Elétricas S.A..

Professor – Universidade Estadual de Goiás.


Márcio Muniz de FARIAS
Professor Adjunto, PhD – Universidade de Brasília.
José Camapum de CARVALHO
Professor Titular, PhD – Universidade de Brasília.

RESUMO
Na Europa a utilização de materiais betuminosos como elemento impermeabilizante do maciço é prática corrente desde 1930, mostrando-se uma opção tecnicamente eficaz e economicamente competitiva quando comparada com as soluções tradicionais. O presente trabalho apresenta os primeiros resultados relativos aos ensaios de permeabilidade de um projeto coordenado por Furnas Centrais ElétricasaS.A. e em parceria com a UnB que estuda a potencialidade de aplicação de misturas betuminosas em barragens. As misturas ensaiadas apresentaram uma boa correlação entre a diminuição do volume de vazios e a diminuição da permeabilidade das misturas, tendo todos os corpos-de-prova com o volume de vazios menor que 3% apresentado coeficientes de permeabilidade inferiores a 10-7 cm/s.

ABSTRACT
The use of concrete asphalt as the impervious element in rockfill and embankment dams has been widely adopted in Europe since 1930 and its good technical performance has been verified when compared to traditional solutions. The present work presents the most recent permeability test results of a project coordinated by Furnas Centrais Elétricas SA, with technical support from the University of Brasília, which researches the potential applicability of asphalt mixtures in dams. The mixtures tested have shown good correlation between the reduction of the void content and the reduction of the mixtures’ permeability. All the specimens with less than 3% of voids tested presented permeability coefficients lower than 10-7 cm/s.



  1. INTRODUÇÃO

Diversos são os fatores que interferem na escolha da seção típica de um barramento, como por exemplo: tipo de fundação, tipo de vale e a disponibilidade de materiais adequados e em quantidades disponíveis para a execução da obra. O Brasil por ser um país de dimensões continentais possui uma variedade enorme de condições de fundação, clima e tipos de solos. A realidade de campo é, portanto, bastante variada, possibilitando assim a análise de diferentes opções de projeto que venham a ser econômica e tecnicamente viáveis.


Em locais onde não se dispõem de materiais adequados, faz-se necessário o desenvolvimento de técnicas alternativas para a impermeabilização do barramento, sendo que a utilização de misturas betuminosas como elemento de vedação, tanto no núcleo como na face, tem se mostrado uma alternativa eficaz e em muitos casos economicamente atrativa.
A aplicação de misturas betuminosas em barragens tem sido prática corrente em muitos países europeus, principalmente na Alemanha, Noruega e Itália, desde a década de 1930. A mistura que tem sido utilizada é um concreto betuminoso aplicado externamente, na face de montante, ou como núcleo interno de barragens, podendo estas ser de terra ou de enrocamento.
Apesar de a tecnologia de construção de barragens com misturas betuminosas como único elemento de vedação estar bem estabelecida na Europa, apenas recentemente foi publicado o primeiro trabalho em nível de dissertação de mestrado relacionado a este assunto no âmbito nacional [1].
O presente trabalho apresenta os primeiros resultados experimentais da dissertação supracitada, sendo o mesmo fruto de um projeto maior (P&D ANEEL) coordenado por Furnas Centrais Elétricas S.A. e em parceria com a Universidade de Brasília. Este projeto teve início em maio de 2003, tem previsão de duração de dois anos e conta com o apoio de consultores da UnB, bem como pesquisadores em nível de mestrado e doutorado, estando o projeto sob a gerência de Furnas Centrais Elétricas S.A..



  1. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 Breve Histórico


A Alemanha é uma das pioneiras na utilização de misturas asfálticas como elemento impermeabilizante de barragens onde, desde a década de 1930, se construíram as primeiras barragens com face de montante de concreto betuminoso.
Na década de 1950, foram construídas as primeiras barragens com núcleo de concreto asfáltico, porém, apenas como uma medida adicional de segurança. Em 1962, foi construída a barragem Dhunn Outer na Alemanha, sendo esta a primeira barragem com o núcleo central de concreto asfáltico como único elemento impermeabilizante.
Diversas outras barragens deste tipo foram construídas por um período de 15 anos sendo a maioria delas na Alemanha. No entanto, até 1970, a maior parte das barragens de terra e enrocamento que tinham sido construídas usando misturas betuminosas era com face de concreto betuminoso, embora, segundo Visser et al. [2], já houvesse neste período uma tendência de uma maior opção pela adoção de núcleo asfáltico em regiões com risco de terremotos ou quando grandes recalques eram esperados.
Um país que se destaca na construção de barragens com núcleo de concreto asfáltico, conhecidas no meio técnico como barragens ACC (Asphalt Concrete Core) é a Noruega onde, desde a construção do primeiro barramento deste tipo em 1978 até 1993, cinco das seis grandes barragens construídas neste país foram do tipo ACC.
O bom comportamento dos barramentos levou outros países, fora da Europa, a desenvolverem esta tecnologia. A primeira barragem que utilizou material betuminoso como único elemento impermeável construída na China, data de 1970. Até o ano de 2002, existiam referenciadas 13 barragens deste tipo já construídas na China [3].

2.2 Barragens com Face Betuminosa


Durante muito tempo a opção por trabalhar com a face betuminosa como elemento de vedação foi a mais utilizada, sendo ainda hoje uma alternativa bastante atrativa com desempenho comprovado ao longo de mais de 50 anos [4].
A Figura 1 mostra um esquema típico de uma barragem com face de concreto betuminoso e seus elementos. O revestimento de concreto asfáltico é por sua vez um sistema composto por camadas, cada uma com uma função específica.

FIGURA 1: Esquema típico de uma barragem com face betuminosa [5].


Existem dois sistemas básicos de revestimento que têm sido adotado na maioria das barragens: o revestimento de camada dupla (tipo A) e o revestimento de camada simples (tipo B), ambos representados na FIGURA 2.
O revestimento de camada dupla também é conhecido como revestimento sanduíche, pois existe uma camada de asfalto drenante (DR) entre duas camadas impermeáveis (I) de uma mistura densa de CBUQ (Concreto Betuminoso Usinado a Quente). Ambos os tipos de revestimento apresentados estão assentes sobre uma camada de ligação (BN, do inglês binder) de concreto asfáltico aberto a qual é colocada e compactada, para servir como uma camada de ligação, nivelamento e de fundação do revestimento.


(a)

(b)

FIGURA 2: Tipos de sistemas de revestimento impermeáveis: (a) revestimento de camada dupla; (b) revestimento de camada simples [5].

2.3 Barragens com Núcleo
Os núcleos asfálticos são materiais visco-elásticos que submetidos à aplicação de cargas são definitivamente influenciados pela temperatura e tempo [2]. Segundo Höeg [6], o concreto asfáltico é praticamente impermeável, resistente à erosão e envelhecimento, de boa trabalhabilidade e compactação, oferecendo poucas juntas na construção do núcleo. Segundo Saxegaard [3], mais de 80 barragens com o núcleo de concreto asfáltico já foram construídas até hoje, não tendo sido registrado nenhum problema relacionado ao núcleo. A Figura 3 mostra o esquema típico de uma barragem ACC com núcleo inclinado a montante, podendo o núcleo não ter inclinação.

FIGURA 3: Esquema da barragem Storvant (45 m) na Noruega (Modificado – [6]).

A escolha da espessura do núcleo das barragens ACC tem sido ao longo de muito tempo feita empiricamente. Vários autores sugerem variações de espessura de acordo com o porte da barragem. Segundo Visser et al. [2], são sugeridas espessuras de 50 a 80 cm para barragens de médio porte e 100 cm para barragens de grande porte. O núcleo é aplicado simultaneamente às camadas de transição que têm geralmente 1,5 m de largura e partículas com diâmetro máximo de 60 mm.

2.4 Características das misturas asfálticas para aplicação em barragens


As misturas utilizadas na face de concreto asfáltico devem ter estabilidade suficiente para não fluir sobre o talude, ter boa trabalhabilidade e ser de fácil compactação. Os tipos CAP (cimento asfáltico de petróleo) normalmente utilizados, classificados quanto à penetração, são o CAP 40/50, 60/70 ou 80/100 e para facilitar a compactação nos taludes é preferível utilizar um CAP mais mole. Visser et al. [2] propõem alguns testes de fluência para avaliar o comportamento dos materiais utilizados.
A camada impermeável da face de concreto betuminoso além de estável deve ter baixíssima permeabilidade. Um valor de k=10-7 cm/s é o valor máximo de permeabilidade aceito na literatura [2]; [6]. O tamanho nominal máximo dos agregados mais adotado é de 11,2 mm e os teores típicos de betume aplicados nesta camada estão entre 6 e 8%, em peso da mistura [4]; [5].
Embora testes de laboratório tenham mostrado que uma camada de 3 cm de concreto asfáltico denso é totalmente impermeável mesmo quando submetidas a grandes pressões, como por exemplo 2,9 MPa [7], o dimensionamento da laje tem sido feito de forma empírica variando de 6 a 18 cm, dependendo da altura da barragem.
Para a aplicação em núcleos de barramentos usualmente tem-se empregado o concreto betuminoso convencional (CBUQ). Os agregados na mistura devem ter diâmetro máximo de 18 mm e a composição da curva granulométrica da mistura deve satisfazer a curva de Fuller para misturas densas, com a adição de finos (Filler). Segundo Höeg [6], os teores de betume variam entre 5,0 e 6,5% existindo, entretanto, registros de misturas bem mais ricas em betume como observado na barragem de Stillup na Austrália, onde se utilizou 9% de asfalto.
Durante a dosagem da mistura de concreto betuminoso, geralmente utilizando o procedimento Marshall, é importante que os corpos-de-prova apresentem menos que 3% de vazios. Höeg [6] estudou a relação entre a permeabilidade da mistura e o valor do volume de vazios e, como pode ser observado na Figura 4, qualquer variação de volume de vazios a partir de 3% pode gerar um aumento ou decréscimo significativo no valor da permeabilidade. Sendo que para valores menores que 3% de vazios a mistura apresenta valores de permeabilidade compatíveis para serem utilizados em estruturas de vedação de barragens.
A composição da distribuição granulométrica da mistura pode ser encontrada nas recomendações para trabalhos com asfalto em estruturas hidráulicas, publicadas por Hoeg (1993), que sugere que a composição da curva granulométrica para aplicação em estruturas hidráulicas deve ser caracterizada pela curva de densidade máxima de Fuller, proposta por Fuller e Tompson em 1907 e apresentada na Equação 1.

FIGURA 4: Permeabilidade X Volume de vazios (Modificado – [6]).


(1)

Onde:


: Porcentagem em peso menor que o tamanho equivalente dos grãos de dimensão .

: Tamanho nominal máximo dos grãos.

n: Geralmente sugerido com o valor de 0,41 para aplicação em estruturas hidráulicas (Hoeg ,1993).
Vale ressaltar que a Equação 1 é também adotada para a composição granulométrica de misturas de CBUQ que utilizam as especificações Superpave (Superior Performance Pavements) implementadas pela Administração Federal de Rodovias Americana (FHWA), para aplicação em rodovias. Entretanto, o valor do índice n=0,50 inicialmente proposto por Fuller, foi posteriormente alterado na década de 60 pela FHWA para o valor de 0,45.



  1. MATERIAIS E MÉTODOS

3.1 Materiais utilizados na Pesquisa


Para o desenvolvimento desta pesquisa foi idealizada uma mistura utilizando como ligante asfáltico o CAP 20, fornecido pela Petrobras S/A, oriundo da refinaria Betim em Minas Gerais. O agregado utilizado para compor a mistura foi um agregado de micaxisto proveniente da Pedreira Dermu/Compav de Goiânia. Adotou-se um diâmetro máximo do agregado de 19 mm e de modo a enquadrar a curva granulométrica da mistura na curva de Fuller para este diâmetro máximo, foi realizada uma composição de diversos agregados oriundos da pedreira: brita 0 limpa, brita 1, brita 0 com pó e pó de brita.
A Tabela 1 mostra as percentagens retidas de material utilizado para compor as misturas utilizando a formulação proposta por Fuller, Equação 1, para misturas densas e diâmetro máximo dos agregados de 19 mm.


Peneiras

Abertura (mm)

Porcentagens retidas (%)

3/4"

19,1

0,0

3/8”

9,52

24,8

4

4,75

18,6

10

2,00

17,0

40

0,42

18,7

80

0,18

6,2

100

0,15

1,0

200

0,075

3,4

Fundo

Passado peneira 200

10,3

TABELA 1: Composição granulométrica das misturas, obtida a partir da Equação 1 para Dmax = 19 mm.

3.2 Dosagem da Mistura


A dosagem da mistura foi realizada empregando a metodologia Marshall, seguindo as recomendações da norma rodoviária NBR 12891 - Dosagem de Misturas pelo Método Marshall [8], no que diz respeito às condições de temperatura e energia de compactação das misturas, temperaturas de compactação dos ligantes e agregados e determinação da estabilidade e fluência.
Para a execução deste procedimento foi utilizado o equipamento padrão, convencionado pela norma supracitada, e aplicada uma energia de compactação de 75 golpes em cada face do corpo-de-prova (CP). Os teores de betume inicialmente adotados variaram a cada 0,5% na faixa entre 5 e 6,5% em peso da mistura, sendo estes os valores usualmente adotados em projetos de barragens [6].
Havia, entretanto, a necessidade de moldar corpos-de-prova de dimensões não convencionais para a execução dos ensaios de permeabilidade (10 x 10 cm). Para tal, foram realizadas algumas adaptações no equipamento, de forma a torná-lo apto a trabalhar com diferentes dimensões de corpos-de-prova (Figura 5).

FIGURA 5: Adaptações no equipamento de compactação Marshall.

3.3 Procedimento para a Moldagem dos Corpos-de-Prova não Convencionais para os Ensaios Hidráulicos
Com o objetivo de reproduzir corpos-de-prova para realizar ensaios de permeabilidade com o mesmo volume de vazios obtidos durante a dosagem Marshall convencional, fez-se necessário o cálculo de novos pesos e energia de compactação para cada um dos teores de cimento asfáltico de petróleo (CAP).
O cálculo do número de golpes necessário para obter corpos-de-prova com a mesma densidade dos convencionais, mas com diferentes alturas, foi realizado mantendo a mesma energia de compactação utilizada para obter os espécimes de altura convencional, no entanto o número de golpes foi alterado de 75 para 125 golpes por face em função do aumento do volume dos corpos-de-prova.

3.4 Ensaios de Permeabilidade


Visando estudar a viabilidade da aplicação de misturas de CBUQ em estruturas de contenção hidráulicas, foram moldados corpos-de-prova com diferentes teores de betume e índice de vazios.
O método utilizado baseia-se na percolação de água pelo corpo-de-prova através da aplicação de carga suficiente para forçar a percolação do líquido pela superfície exposta do corpo-de-prova ensaiado. A metodologia utilizada foi baseada no procedimento experimental interno de Furnas. Esta metodologia foi desenvolvida para a determinação do coeficiente de permeabilidade do concreto de cimento Portland endurecido. Entretanto, o material ensaiado durante a pesquisa, foi o CBUQ. Portanto, o procedimento adotado para os ensaios realizados, não seguiu de forma integral o procedimento padrão.
3.4.1 Equipamento utilizado
A Figura 6 mostra um desenho esquemático do permeâmetro utilizado. Destacam-se como pontos mais importantes relativos ao equipamento, os transmissores de pressão, o reservatório de água e as campânulas utilizadas.
Os transmissores de pressão do equipamento utilizado são compostos por tubulações que permitiram a transmissão e regulagem da pressão pelo sistema. A linha principal foi ligada a reguladores individuais, que permitem a transmissão de pressões de 0 a 350 kPa.

FIGURA 6: Desenho esquemático do permeâmetro utilizado.



3.4.2 Cálculo do coeficiente de permeabilidade (k)
O cálculo do coeficiente de permeabilidade é feito utilizando a expressão a seguir.

(2)

Onde:


K : Coeficiente de permeabilidade;

: Vazão de entrada;

: Altura do corpo-de-prova;

: Área da face do corpo de prova;

: Altura da coluna de água correspondente à pressão.

Para o cálculo de , deve-se traçar um gráfico do tempo x volume percolado, onde será o coeficiente angular da reta traçada a partir da estabilização do fluxo de percolação. Segundo o procedimento adotado, é usual adotar o valor angular correspondente à reta tangente no tempo de 400 horas de ensaio.


O cálculo de , é feito utilizando a expressão abaixo:

(3)

Onde:


= Pressão aplicada no ensaio;

= Peso específico da água.



      1. Execução dos ensaios

Os ensaios foram realizados em corpos-de-prova compostos pelos agregados de micaxisto provenientes da pedreira do Dermu/Compav de Goiânia e CAP 20. Foram ensaiadas misturas contendo 4,5%, 5,0%, 5,5%, 6,0% e 6,5% de betume e moldados três corpos-de-prova para cada um dos teores acima mencionados.


Segundo o procedimento adotado, a amostra utilizada tem que ter formato cilíndrico e uma relação altura/diâmetro igual a 1, sendo ensaiados três corpos-de-prova para cada dosagem. Optou-se, então, por utilizar corpos-de-prova cilíndricos com dimensões de 10 x 10 cm para a execução destes ensaios.



        1. Preparação dos corpos-de-prova

Uma pintura de ligação (solução de neutrol) é aplicada ao longo da lateral do corpo-de-prova e sobre as paredes internas da campânula, tendo como finalidade permitir uma melhor aderência entre os contato do corpo-de-prova e campânula com o material selante.


Os corpos-de-prova são colocados dentro das campânulas metálicas e cobertos por uma folha de cartolina para evitar a impregnação da face superior do espécime.
A mistura selante utilizada, preparada como especificado no procedimento, é composta por 85% de asfalto oxidado e 15% de breu. A mistura foi aquecida e colocada dentro das campânulas até atingir o nível da altura do corpo-de-prova, como apresentado na Figura 7.

FIGURA 7: Adição da mistura selante aos corpos de prova dentro das campânulas.


Após o resfriamento, o procedimento de preparação prosseguiu com retirada da folha de proteção (cartolina) e colocação de uma manta de algodão de aproximadamente 3 mm de espessura, segundo recomendações do procedimento padrão. Seguindo ainda recomendações do procedimento padrão, foram colocadas camadas de cascalho. As campânulas foram fechadas e ensaiadas após um período de no mínimo 24 h.



        1. Procedimento de ensaio

O ensaio padrão prevê aplicação de pressões de 210 kPa para corpos-de-prova de concreto convencional e 70 kPa para corpos-de-prova de concreto compactado com rolo (CCR). Entretanto, pressões entre 150 e 210 kPa foram sugeridas por especialistas da Strabag AG (Construtora Alemã com vasta experiência no assunto). Uma vez que o material estará exposto apenas às pressões de água, os ensaios foram iniciados com 170 kPa. Assim, como determinado pela metodologia adotada, foram ensaiados três corpos-de-prova para cada um dos seguintes teores de betume: 4,5%, 5,0%, 5,5%, 6,0% e 6,5%.


Todos os ensaios tiveram início com uma pressão de 170 kPa, entretanto, devido ao alto gradiente hidráulico gerado, observou-se, excesso de percolação nos corpos-de-prova ensaiados nos teores de 4,5%, 5,0% e 5,5%. Os intervalos de reabastecimento e tempo de coleta de leituras se tornaram muito pequenos e, conseqüentemente, o procedimento do ensaio passou a ser inviável. Devido a este fato, a pressão aplicada nos corpos-de-prova para estes teores de betume teve que ser reduzida para um valor de 50 kPa.
Mesmo diminuindo-se a pressão para 50 kPa, dois corpos-de-prova com 4,5% de betume tiveram o ensaio interrompido com apenas 160 horas de duração, devido à grande percolação no sistema. Este tempo está bem abaixo do mínimo requerido pelo procedimento padrão que é de 500 horas.



  1. ANÁLISE DOS RESULTADOS

Segundo a literatura internacional, o principal parâmetro associado à permeabilidade do concreto betuminoso é o índice de vazios da mistura. A Tabela 2 apresenta os valores de Vv segundo o procedimento de dosagem Marshall relacionados aos corpos-de-prova ensaiados.



Teor de CAP

Corpo-de-Prova

Vv (%)

Média Vv (%)

4,5

01

5,1

5,3

02

5,2

03

5,6

5,0

04

3,6

4,0

05

4,0

06

4,4

5,5

07

2,8

2,9

08

2,8

09

3,2

6,0

10

1,6

1,9

11

2,0

12

2,0

6,5

13

1,3

1,4

14

1,4

TABELA 2: Índice de vazios dos corpos-de-prova ensaiados.

Os valores calculados apresentaram uma tendência coerente, onde se observa uma diminuição dos valores de Vv com o aumento do teor de ligante. Houve, entretanto, uma dispersão muito grande entre os valores de Vv para um mesmo teor de betume. Isto pode ter sido gerado por falhas no processo de compactação ou dosagem da mistura e deve servir de alerta, visto que em laboratório, existe um controle bem mais preciso dos materiais e temperaturas durante todo o processo.


A Figura 8 apresenta a relação entre os valores do coeficiente de permeabilidade dos corpos-de-prova ensaiados e o teor de betume da mistura.

FIGURA 8: Permeabilidade versus teor de betume.

Como pode-se observar na Figura 8, existe para a média dos valores do coeficiente de permeabilidade uma boa correlação entre aumento do teor de betume com a diminuição do coeficiente de permeabilidade. Esta tendência parece ser coerente, uma vez que o aumento do teor de betume está relacionado com a diminuição do volume de vazios, que está, por sua vez, geralmente associado com a diminuição do coeficiente de permeabilidade.
A Figura 9 apresenta a relação entre a permeabilidade dos corpos-de-prova ensaiados e os seus respectivos volumes de vazios.

FIGURA 9: Permeabilidade versus volume de vazios.

Analisando-se a Figura 9 é possível observar que todos os pontos que apresentaram Vv abaixo de 3% forneceram valores médios de permeabilidades menores que a estipulada como limite (k < 10-7 cm/s). É importante observar que alguns corpos-de-prova que apresentaram volume de vazios superiores a 4%, também mostraram valores de permeabilidade abaixo do mínimo exigido para utilização em estruturas de contenção hidráulicas.
É importante atentar para o fato de que a percolação nos ensaios realizados executados ocorre na direção longitudinal do corpo-de-prova, ou seja, na mesma direção da compactação. Os valores de permeabilidade nesta direção são, geralmente, menores que na direção transversal no caso de materiais anisotrópicos compactados. Cabe destacar que na situação de aplicação no núcleo de um barramento, a mistura estaria submetida a um fluxo mais inclinado, se aproximando ao da direção transversal do corpo-de-prova. A anisotropia se relaciona diretamente à forma dos agregados, realçando a importância da análise de tal aspecto, bem como a execução de ensaios laboratoriais de permeabilidade na direção real de fluxo.
De modo a comparar os resultados obtidos durante a pesquisa com resultados encontrados na literatura, foi montada a Figura 10, que relaciona os resultados apresentados por Höeg [6] com os valores de permeabilidade encontrados para os corpos-de-prova ensaiados durante este trabalho.
Os resultados encontrados para os valores de permeabilidade durante a pesquisa apresentaram a mesma tendência que os resultados obtidos por Höeg [6] em seus experimentos.

FIGURA 10: Permeabilidade - resultados obtidos versus modificado – [6].

A boa tendência observada reforça a teoria que associa o parâmetro permeabilidade com o volume de vazios da mistura. Apesar da mesma tendência, observa-se que existe uma grande dispersão dos valores apresentados por Höeg [6] na Figura 10. Entretanto, nota-se que para valores menores que 3% de vazios, quase todos os pontos da dispersão apresentaram valores de permeabilidade abaixo de 10-7 cm/s. Para os pontos com Vv acima deste limite, os valores de permeabilidade se apresentaram, em sua maioria, acima do mínimo estipulado.



  1. CONCLUSÕES

Quanto aos ensaios de permeabilidade, observou-se que os valores de pressão sugeridos por especialistas internacionais para a realização do ensaio se mostraram inadequados para baixos teores de betume, principalmente o teor de 4,5% de CAP, o qual sofreu ruptura devido às elevadas forças de percolação durante a execução do ensaio.


Como já esperado, observou-se uma boa correlação entre a diminuição do volume de vazios e o aumento da permeabilidade das misturas. Todos os corpos-de-prova com o volume de vazios menor que 3% apresentaram coeficientes de permeabilidade inferiores a 10-7 cm/s, que é o valor máximo para o coeficiente de permeabilidade de misturas com a finalidade de aplicação em estruturas hidráulicas, segundo a literatura internacional. Vale ressaltar que alguns corpos-de-prova com Vv superiores a 3% também apresentaram um coeficiente de permeabilidade inferior ao máximo aceitável. Isto reforça ainda mais a necessidade de se realizar ensaios complementares na mistura bem como tentar utilizar outras metodologias para o cálculo do volume de vazios das misturas.



  1. AGRADECIMENTOS

À Furnas Centrais Elétricas S.A. por todo apoio tecnológico dado a esta pesquisa.





  1. PALAVRAS CHAVE

CBUQ, Núcleo de Barragens, Permeabilidade.





  1. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

[1] FALCÃO, P.R.F. (2003) – “Aplicação de Misturas Betuminosas em Barragens de Terra e Enrocamento” 102 f. Dissertação (Mestrado em Geotecnia). UnB, Brasília.


[2] VISSER, W; SCHOENIAN, E. & POSKITT,F,F. (1970) – “The application of bitumen for dams”. X Congresso Internacional de Grandes Barragens, ICOLD, Canada, Q36 R38, pp. 631 – 652.
[3] SAXEGAARD, H. (2002) – “Asphalt core dams: increased productivity to improve speed of construction”. International Journal of Hydropower & Dams, 6: pp. 72-74.
[4] STRABAG (1996) – “Asphaltic Concrete Cores for Hydraulic Structures-Reservoirs” STRABAG Tiefbau Gmbh, German, Brochure n° 51, 99 p.
[5] ICOLD (1999) – “Barragens de Aterro com Revestimento de Concreto Asfáltico” Resumo e Recomendações. Boletim 114, 93 p.
[6] HOEG, K. (1993) – “Asphaltic Concrete Core for Embankment Dams”. StikkaTrykk, Norway 88 p.
[7] LORH, A. & FEINER, A. (1970). – “Asphalt concrete blankets and cores for fill dams and pumped-storage reservoirs” X International Congress on Large Dams, ICOLD, Canada, Q36 R39, pp. 661 – 678.
[8] ABNT (1993). NBR 12891 – ”Dosagem de Misturas Betuminosas pelo Método Marshall”, Método de Ensaio, Associação Brasileira de Normas Técnicas, Rio de Janeiro, RJ, Brasil.

XXVI Seminário Nacional de Grandes Barragens


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