Tratamento de maciços

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UNIVERSIDADE FEDERAL DE OURO PRETO – ESCOLA DE MINAS 
 
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA CIVIL 
 
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA DE BARRAGENS 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
OS CONDICIONANTES GEOLÓGICO-GEOTÉCNICOS EM OBRAS DE USINAS 
HIDRELÉTRICAS – O CASO DO APROVEITAMENTO HIDRELÉTRICO 
QUEIMADO 
 
 
 
AUTOR: ROMILDO DIAS MOREIRA FILHO 
 
ORIENTADOR: Prof. Dr. Rodrigo Peluci de Figueiredo (UFOP) 
 
 
 
 
 
 
Dissertação apresentada ao Programa de 
Pós-Graduação em Engenharia de Barragens 
do Departamento de Engenharia Civil da 
Escola de Minas da Universidade Federal 
de Ouro Preto, como parte integrante dos 
requisitos para obtenção do título de 
Mestre em Engenharia de Barragens, área 
de concentração: Geotecnia de Barragens. 
 
 
 
 
 
Ouro Preto, Outubro de 2003. 
 
 
 
 
 
UNIVERSIDADE FEDERAL DE OURO PRETO – ESCOLA DE MINAS 
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA CIVIL 
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA DE BARRAGENS 
 
 
 
 
OS CONDICIONANTES GEOLÓGICO-GEOTÉCNICOS EM OBRAS DE USINAS 
HIDRELÉTRICAS – O CASO DO APROVEITAMENTO HIDRELÉTRICO 
QUEIMADO 
 
 
AUTOR: ROMILDO DIAS MOREIRA FILHO 
 
 
 
DISSERTAÇÃO DE MESTRADO PROFISSIONAL SUBMETIDA AO 
DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA CIVIL DA UNIVERSIDADE FEDERAL 
DE OURO PRETO COMO PARTE DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A 
OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE. 
 
 
APROVADA POR: 
 
 
 
Prof. Dr. Rodrigo Peluci Figueiredo (Orientador / UFOP) 
 
 
 
Prof. Dr. Frederico Garcia Sobreira (Examinador Interno / UFOP) 
 
 
 
Prof. Dr. Eduardo Antônio Gomes Marques (Examinador Externo / UFV) 
 
 
 
 
 
 
 
Ouro Preto, de Outubro de 2003 
 
 ii
 
 
FICHA CATALOGRÁFICA 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 iii
 
 
DEDICATÓRIA 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Dedico esta dissertação com especial carinho a minha esposa Cristina Costa Borges 
Moreira e a meus filhos Elisa Borges Moreira e Pedro Paulo Borges Moreira que sempre 
me deram o apoio, o incentivo e a compreensão necessária para resistir ao cansaço e 
persistir no caminho da procura de meu aprendizado e ascensão profissional na área da 
Engenharia de Barragens. 
 
 
 
Agradeço também a Deus e a meu Anjo Guardião pela proteção divina e por não me deixar 
faltar a força, por me conduzir no bom caminho a procura de minha própria evolução e por 
me amparar durante meus momentos de insegurança. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 iv
 
 
AGRADECIMENTOS 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Faço agradecimentos especiais a todos aqueles que de alguma forma colaboraram para que 
eu pudesse chegar ao final do meu mestrado profissional com sucesso. 
 
Ao meu orientador Prof. Rodrigo Peluci Figueiredo, aos professores e colegas do curso de 
mestrado profissional em Engenharia de Barragens da Universidade Federal de Ouro Preto, 
em especial ao colega Cléber José de Carvalho. 
 
Agradeço também aos colegas de trabalho da CEMIG Ana Luísa Cosso Lima, Laurenn 
Wolochate Aracema, Luiz Carlos Gomide, Reginaldo Araújo Machado, Silvana Perdigão 
Albergaria, Élcio Braga, Wilson Amaral Júnior, Tibiriçá Gomes de Mendonça e Milton 
Saúde Soares. 
 
Agradecimento especial aos estagiários da CEMIG Diogo Braga Brandani, Reuber Ferreira 
Cota, Bruno Corrêa Daconti e Juliana de Brito Almeida. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 v
 
 
RESUMO 
 
Esta dissertação de mestrado profissional teve como objetivo principal analisar os 
condicionantes geológico-geotécnicos do Aproveitamento Hidrelétrico de Queimado 
situado no rio Preto, Bacia Hidrográfica do rio São Francisco, no limite dos estados de 
Minas Gerais, Goiás e Distrito Federal. 
 
Este assunto tornou-se de grande importância devido ao grande volume de obras 
subterrâneas envolvidas e por se tratar de uma modalidade de contratação do tipo turn-key, 
onde mudanças importantes nas condições geológicas previstas nas fases de projeto 
poderiam resultar em aumento de custos e prazos de execução das obras. 
 
Neste trabalho os modelos geológico-geotécnicos previstos em projeto foram confrontados 
com as situações de campo realmente encontradas nas escavações dos taludes, fundações e 
áreas subterrâneas (túneis de acesso, de adução, de fuga, caverna da casa de força, condutos 
forçados, galerias de drenagem e poços) dentro de uma análise crítica desta previsibilidade 
de projeto em relação aos dados obtidos na obra do AHE Queimado. 
 
Foram avaliadas as características geológico-geotécnicas dos maciços rochosos inclusive 
comparando-se os sistemas de suporte (contenção) previstos em projeto e os realmente 
aplicados, além dos níveis de fundação. Todos os condicionantes geológico-geotécnicos 
encontrados foram avaliados também do ponto de vista das soluções implementadas pelo 
projeto civil de escavação e tratamentos, antes e durante o desenvolver das obras. 
 
Esta dissertação de mestrado poderá subsidiar estudos futuros para aproveitamentos 
hidrelétricos que porventura possuam alguma semelhança com as características de grandes 
volumes de escavação subterrânea como o de Queimado, ou de geologia local em terrenos 
de rochas carbonáticas sujeitas a formação de estruturas de dissolução e cortadas por 
grandes estruturas de cisalhamento (shear zones). 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 vi
 
 
ABSTRACT 
 
This Master’s Degree dissertation of had as objective main to analyse the geological-
geotecnical conditions of the Queimado Hydroelectric Power Plant, located in the Preto 
river, hydrografic basin of the São Francisco river, on the border between Minas Gerais, 
Goiás and Distrito Federal states. 
 
This subject became very important due to the enormous volume of underground works 
involved and also because the turn-key contract modality, where important changes in the 
geological conditions could implies in costs increases and execution periods extents. 
 
In this study we will able to compare the project geological-geotecnical expected models 
with the real field situations found in the all excavations works. 
 
Then the rock mass geological-geotecnical features where avaluated including the 
contention support systems suppose by the project team against to the really applied in the 
tunnels, in addition to the others field solutions that have been applied concernig to the 
excavation works and walls treatment and foudation levels. 
 
Finally, we believe that this thesis could help future studies for hidroelectric exploitation 
plants under geological-geotecnical similar conditions like carbonatic rocks with 
dissolution structures and large shear zones or great volumes of underground excavactions. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 vii
 
 
ÍNDICE 
 
Capítulo Página 
 
1 INTRODUÇÃO 1 
1.1 OBJETIVOS 2 
1.2 METODOLOGIA 2 
1.3 ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO 3 
 
2 CARACTERIZAÇÃO E CLASSIFICAÇÃO GEOMECÂNICA DE MACIÇOS 
ROCHOSOS 4 
2.1 CARACTERIZAÇÃO GEOMECÂNICA 4 
2.1.1 Grau de decomposição 5 
2.1.2 Graus de consistência, resistência, índices físicos 6 
2.1.3 Espaçamento das fraturas 7 
2.1.4 Condições das fraturas 7 
2.1.5 Permeabilidade 8 
2.2 CLASSIFICAÇÕES GEOMECÂNICAS 9 
2.2.1 Sistema de Classificação RMR 9 
2.2.2 Sistema de Classificação Q 11 
2.3 ENSAIOS PARA CARACTERIZAÇÃO DE MACIÇOS ROCHOSOS 18 
2.3.1 Ensaio de compressão puntiforme 18 
2.3.2 Ensaio de compressão uniaxial 19 
2.3.3 Ensaio de compressão triaxial 20 
2.4 MODELOSGEOMECÂNICOS 21 
 
3 PROPRIEDADES DE RESISTÊNCIA E DEFORMABILIDADE DE ROCHAS, 
DESCONTINUIDADES E MACIÇOS ROCHOSOS 23 
3.1 PROPRIEDADES DE RESISTÊNCIA DAS ROCHAS 23 
3.2 RESISTÊNCIA AO CISALHAMENTO DE DESCONTINUIDADES 25 
3.2.1 Características geométricas das descontinuidades 25 
3.2.2 Critérios de resistência de descontinuidades 26 
3.3 DEFORMABILIDADE DE DESCONTINUIDADES 30 
3.4 RESISTÊNCIA E DEFORMABILIDADE DE MACIÇOS ROCHOSOS 31 
3.4.1 Critério de ruptura de Hoek e Brown 31 
3.4.2 Critério de ruptura de Mohr-Coulomb 34 
3.4.3 Deformabilidade de maciços rochosos 36 
 
4 PROJETO DE ESTRUTURAS EM MACIÇOS ROCHOSOS 37 
4.1 CONDICIONANTES GEOLÓGICOS 37 
4.2 TRATAMENTO DE MACIÇOS NATURAIS 39 
4.2.1 Sistemas de suporte em maciços rochosos 39 
4.3 MÉTODOS EMPÍRICOS DE DIMENSIONAMENTO DE SUPORTES 43 
4.3.1 Método pelo Sistema de Classificação RMR 43 
4.3.2 Método pelo Sistema de Classificação Q 45 
 viii
4.4 ESTADOS DE TENSÃO IN SITU 47 
4.5 ANÁLISE CINEMÁTICA DE TALUDES EM ROCHA 49 
4.5.1 Tratamento dos dados estruturais 49 
4.5.2 Escorregamento segundo estruturas planares 50 
4.5.3 Escorregamento em cunha 52 
4.5.4 Escorregamento de blocos 54 
4.6 BLOCOS INSTÁVEIS EM ESCAVAÇÕES SUBTERRÂNEAS 55 
4.6.1 Contenção de cunhas de rocha 56 
 
5 APROVEITAMENTO HIDRELÉTRICO (AHE) QUEIMADO 58 
5.1 CARACTERÍSTICAS GERAIS DO AHE QUEIMADO 58 
5.2 ASPECTOS GEOLÓGICOS REGIONAIS 59 
5.2.1 Geomorfologia 59 
5.2.2 Geologia do entorno do empreendimento 60 
5.2.2.1 Grupo Paranoá 61 
5.2.2.2 Formação Paracatu 62 
5.2.2.3 Formação Vazante 62 
5.2.2.4 Coberturas Terciário-Quaternárias 62 
5.2.3 Geologia da área do reservatório 62 
5.2.4 Estratigrafia da cachoeira do Queimado 63 
5.3 ASPECTOS DA GEOLOGIA LOCAL LEVANTADOS NA FASE DE PROJETO 64 
5.3.1 Aspectos litológicos 64 
5.3.2 Aspectos estruturais 67 
5.3.3 Aspectos geológico-geotécnicos 68 
5.3.3.1 Maciço rochoso 69 
5.3.3.2 Solo residual e saprolito 69 
5.3.3.3 Solos de cobertura 68 
5.3.4 Caracterização geotécnica e geomecânica 70 
5.4 CONDICIONANTES GEOLÓGICO-GEOTÉCNICOS E SISTEMAS DE 
SUPORTE DE PROJETO 71 
5.4.1 Obras de desvio 72 
5.4.2 Barragem 74 
5.4.3 Vertedouro 76 
5.4.4 Circuito Hidráulico de Geração 77 
5.4.5 Diques de contenção 82 
5.5 MAPEAMENTOS GEOLÓGICO-GEOTÉCNICOS 83 
5.5.1 Dados estruturais globais fornecidos pelos mapeamentos 85 
5.5.2 Túnel de desvio 86 
5.5.3 Túnel de acesso a casa de força (túnel 1) 89 
5.5.4 Casa de força 91 
5.5.5 Túnel de acesso ao túnel de fuga por montante (túnel 2) 94 
5.5.6 Túnel de acesso ao túnel de adução (túnel 3) 95 
5.5.7 Túneis de acesso ao túnel de fuga por jusante (túnel 4) e a câmara de 
stoplog (túnel 5) 95 
5.5.8 Tomada d’água 98 
5.5.9 Túnel de adução 99 
5.5.10 Túnel de fuga 101 
 ix
5.5.11 Vertedouro 104 
5.5.12 Barragem 105 
5.6 CONDICIONANTES GEOLÓGICO-GEOTÉCNICOS 107 
5.6.1 Túnel de desvio 107 
5.6.2 Túnel de acesso a casa de força (túnel 1) 109 
5.6.3 Casa de força 110 
5.6.4 Túnel de acesso ao túnel de fuga por montante (túnel 2) 111 
5.6.5 Túnel de acesso ao túnel de adução (túnel 3) 111 
5.6.6 Túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante (túnel 4) 112 
5.6.7 Tomada d’água 114 
5.6.8 Túnel de adução 115 
5.6.9 Túnel de fuga 116 
5.6.10 Vertedouro 117 
5.6.11 Barragem 122 
5.7 ENSAIOS GEOMECÂNICOS 129 
5.8 CLASSIFICAÇÃO GEOMECÂNICA DO MACIÇO ROCHOSO 133 
5.8.1 Túnel de desvio 133 
5.8.2 Túnel de acesso a casa de força (túnel 1) 135 
5.8.3 Túnel de acesso ao túnel de fuga por montante (túnel 2) 138 
5.8.4 Túnel de acesso ao túnel de adução (túnel 3) 141 
5.8.5 Túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante (túnel 4) 142 
5.8.6 Túnel de adução 144 
5.8.7 Túnel de fuga 146 
5.8.8 Casa de força 148 
5.9 PARÂMETROS DE RESISTÊNCIA E DEFORMABILIDADE DO MACIÇO 
ROCHOSO 150 
5.9.1 Túnel de desvio 151 
5.9.2 Túnel de acesso a casa de força (túnel 1) 153 
5.9.3 Túnel de acesso ao túnel de fuga por montante (túnel 2) 156 
5.9.4 Túnel de acesso ao túnel de adução (túnel 3) 157 
5.9.5 Túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante (túnel 4) 158 
5.9.6 Túnel de adução 159 
5.9.7 Casa de força 159 
5.9.8 Túnel de fuga 161 
5.10 PARÂMETROS DE RESISTÊNCIA DAS DESCONTINUIDADES 168 
5.11 ANÁLISES DE ESTABILIDADE DAS ESCAVAÇÕES SUBTERRÂNEAS 174 
5.11.1 Túnel de desvio 174 
5.11.2 Túnel de acesso a casa de força (túnel 1) 178 
5.11.3 Túnel de acesso ao túnel de fuga por montante (túnel 2) 182 
5.11.4 Túnel de acesso ao túnel de adução (túnel 3) 186 
5.11.5 Túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante (túnel 4) 189 
5.11.6 Túnel de acesso a câmara de stoplog (túnel 5) 191 
5.11.7 Túnel de adução 193 
5.11.8 Casa de força 195 
5.11.9 Túnel de fuga 197 
5.12 ANÁLISES DE ESTABILIDADE DE TALUDES DE ESCAVAÇÃO 200 
5.12.1 Vertedouro 201 
 x
5.12.2 Canal de montante do túnel de desvio 205 
5.12.3 Canal de jusante do túnel de desvio 214 
5.12.4 Emboque do túnel de acesso a casa de força (túnel 1) 221 
 
6 ANÁLISE COMPARATIVA ENTRE OS QUANTITATIVOS PREVISTOS EM 
PROJETO E OS REALMENTE EXECUTADOS NA OBRA 228 
6.1 ANALISE COMPARATIVA ENTRE OS TRATAMENTOS APLICADOS E OS 
PREVISTOS EM PROJETO 228 
6.1.1 Túnel de desvio 228 
6.1.2 Túnel de acesso a casa de força (túnel 1) 230 
6.1.3 Túnel de acesso ao túnel de fuga por montante (túnel 2) 231 
6.1.4 Túnel de acesso ao túnel de adução (túnel 3) 232 
6.1.5 Túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante (túnel 4) 233 
6.1.6 Túnel de adução 234 
6.1.7 Túnel de fuga 235 
6.1.8 Casa de força 237 
6.1.9 Tomada d’água 237 
6.1.10 Vertedouro 237 
6.2 ANÁLISE COMPARATIVA ENTRE OS PARÂMETROS DE CLASSIFICAÇÃO 
DETERMINADOS EM PROJETO E OS DEFINIDOS NOS MAPEAMENTOS 238 
6.3 ESCAVAÇÕES A CÉU ABERTO E SUBTERRÂNEAS PREVISTAS E EXECU- 
TADAS 241 
6.3.1 Túnel de desvio 241 
6.3.2 Vertedouro 243 
6.3.3 Túnel de acesso ao túnel de adução (túnel 3) 243 
6.3.4 Túneis de acesso ao túnel de fuga por jusante (túnel 4) e a câmara de 
stoplog (túnel 5) 243 
7 CONCLUSÕES E SUGESTÕES 245 
7.1 CONCLUSÕES 245 
7.2 RECOMENDAÇÕES E SUGESTÕES 247 
 
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS 248 
 
APÊNDICE A. PLANTAS E SEÇÕES DE ESCAVAÇÃO DAS ESTRUTURAS 252 
APÊNDICE B. MAPAS GEOLÓGICOS E GEOTÉCNICOS 277xi
1 INTRODUÇÃO 
 
Nesta dissertação de mestrado profissional foram analisados os condicionantes geológico-
geotécnicos das obras do Aproveitamento Hidrelétrico (AHE) de Queimado, assunto este 
de grande importância no contexto geral de obras civis de usinas hidrelétricas, pois 
normalmente geram discussão antes, durante e após a construção, resultado das incertezas 
e/ou imprevistos causados pela geologia local. 
 
Este assunto tornou-se de grande importância do ponto de vista contratual devido ao grande 
volume de obras subterrâneas envolvidas no AHE Queimado (cerca de 5.500 metros 
lineares) e por se tratar de uma modalidade de contratação por preço global ou “turn-key”, 
onde mudanças importantes nas condições geológicas previstas nas fases de projeto 
resultam em aumento de custos e prazos de execução das obras. O impacto de tais 
mudanças no cronograma de obras é de grande importância principalmente considerando 
atrasos na data prevista para geração. 
 
Nesta tese foram confrontados os modelos geológico-geotécnicos previstos em projeto e as 
situações de campo realmente encontradas durante as escavações que proporcionaram a 
exposição das superfícies escavadas, ou seja, taludes, fundações e áreas subterrâneas (túneis 
de acesso, de adução, de fuga, caverna da casa de força, condutos forçados, galerias de 
drenagem, poços e câmaras de comportas). 
 
Foram avaliadas as características dos maciços rochosos do ponto de vista da geologia de 
engenharia, geotecnia, geomecânica e geologia estrutural, inclusive comparando-se os 
níveis de fundação e os sistemas de suporte (contenção) previstos em projeto e os realmente 
aplicados. Os condicionantes geológico-geotécnicos encontrados foram avaliados também 
do ponto de vista das soluções implementadas, pelo projeto civil de escavação e 
tratamentos, antes e durante o desenvolver das obras. 
 
Uma das grandes preocupações durante o projeto e a construção das obras civis de usinas 
hidrelétricas é a estabilidade das escavações, tanto imediata como ao longo da operação dos 
empreendimentos. Com base nas classificações geomecânicas de Bieniawski (1974) e 
Grimstad e Barton (1993) foram determinados vários parâmetros geomecânicos dos 
maciços rochosos que possibilitaram a análise de estabilidade das escavações subterrâneas 
e a céu aberto através de ferramentas computacionais. Foram determinados também os 
parâmetros de resistência e deformabilidade dos maciços rochosos encontrados nas 
escavações utilizando-se programas computacionais que se baseiam nos critérios de ruptura 
de Hoek e Brown e de Mohr-Coulomb. 
 
O estudo detalhado dos dados do AHE Queimado fornecido pelos mapeamentos geológico-
geotécnicos do terreno natural e das superfícies escavadas, somados aos dados das 
investigações (sondagens, ensaios de campo e de laboratório e prospecções geofísicas) foi 
de grande valia no estudo de caso desta tese devido a qualidade e variedade de informações 
contidas nos relatórios elaborados nas fases de projeto e obra. 
 
Este estudo deverá fornecer subsídios para projetos futuros de outros aproveitamentos 
hidrelétricos que possuam semelhança com o grande volume de obras subterrâneas do AHE 
 1
Queimado, ou de geologia local em terrenos de rochas carbonáticas sujeitas a formação de 
estruturas de dissolução e cortadas por estruturas de cisalhamento (shear zones). Deve-se 
ressaltar que escavações subterrâneas são obras que envolvem grandes riscos geológicos e 
que podem comprometer seriamente um empreendimento. 
 
1.1 OBJETIVOS 
 
O objetivo principal desta dissertação foi analisar os condicionantes geológico-geotécnicos 
encontrados no AHE Queimado. Este assunto tem sido considerado de grande importância 
nos últimos tempos na Engenharia de Barragens, devido ao grande número de obras de 
geração iniciadas recentemente, quase todas contratadas por preço global (contratos tipo 
“turn-key”). Estes contratos são feitos com base apenas nas informações contidas no projeto 
básico assumindo-se assim as contingências geológicas ou imprevistos geológicos. 
 
Os inconvenientes trazidos ao empreendimento, do ponto de vista de custo e prazo de 
execução da obra, pelos condicionantes geológico-geotécnicos foram enfrentados com 
soluções de projeto que em grande parte das vezes solucionaram os problemas. Neste 
trabalho serão analisados os erros e acertos destas decisões de projeto executivo, ao se 
analisar os quantitativos previstos nas obras de escavação e tratamentos (sistemas de 
suporte de contenção) e os volumes realmente executados, além da eficiência das soluções 
adotadas. 
 
Pretende-se demonstrar os critérios de classificação de maciços rochosos consagrados 
mundialmente buscando-se avaliar a estabilidade das principais estruturas escavadas, como 
também fazer uma análise crítica desta previsibilidade de projeto ao comparar os dados de 
projeto com os de campo obtidos na obra do AHE Queimado. 
 
1.2 METODOLOGIA 
 
O trabalho foi iniciado com uma revisão bibliográfica a respeito do comportamento de 
maciços rochosos e de estruturas de obras civis (subterrâneas e a céu aberto) escavadas em 
maciços rochosos, além de métodos para o dimensionamento do sistema de suporte e 
avaliação da estabilidade destas escavações. 
 
Para a caracterização geológico-geotécnica do maciço rochoso do AHE Queimado (usina 
estudada) foi feita uma análise e revisão de todos os mapeamentos feitos em todas as 
superfícies escavadas desta usina (elaborados durante o desenvolvimento das obras de 
escavação), além da análise de todos os documentos produzidos nas fases de projeto a 
respeito da geologia local e regional. De posse dos dados fornecidos pelos mapeamentos e 
dos parâmetros fornecidos pelos ensaios geomecânicos da rocha intacta, procedeu-se o 
cálculo dos parâmetros geomecânicos do maciço rochoso de cada estrutura subterrânea. 
 
Com base no tratamento dos dados das descontinuidades, elaborou-se estudos de 
estabilidade de cunhas das estruturas subterrâneas pelo método de equilíbrio limite, 
utilizando o programa UNWEDGE. 
 
 2
O programa DIPS foi utilizado para as análises de estabilidade cinemática quanto à ruptura 
por escorregamento planar, cunha ou tombamento, para todas as estruturas a céu aberto, 
como também para a definição das famílias (sistemas) de descontinuidades. 
 
Com base nos dados de escavação e tratamentos (contenções) das superfícies escavadas 
fornecidos nos relatórios de projeto anteriores ao início da obra, foram feitas análises 
comparativas com os dados da obra, avaliando-se a eficácia dos métodos utilizados e as 
soluções de projeto executivo implementadas durante o desenvolvimento da obra. 
 
Finalmente, foram obtidas conclusões das análises e apresentadas propostas e sugestões 
para estudos futuros em obras de usinas hidrelétricas que possuam similaridade com o 
terreno geológico de Queimado (rochas carbonáticas cortadas por zonas de cisalhamento) e 
com o grande volume de obras subterrâneas. 
 
1.3 ORGANIZAÇÃO DO TRABALHO 
 
Esta dissertação está dividida em sete capítulos que podem ser resumidos conforme a 
seguir: 
 
- No Capítulo 1, introdutório, foram expostos os motivos e a importância do tema proposto, 
incluindo os objetivos dos estudos e a metodologia utilizada. 
 
- No Capítulo 2 foram tratados assuntos relacionados às técnicas de caracterização e 
classificação geomecânica de maciços rochosos com base em publicações de associações 
de geologia de engenharia e critérios de classificação de maciços consagrados 
internacionalmente. 
 
- No Capítulo 3 são discutidas teorias a respeito das propriedades de resistência e 
deformabilidade da rocha intacta, descontinuidades e maciços rochosos, incluindo os 
critérios de ruptura de maciços rochosos. 
 
- No Capítulo 4 são apresentados os métodos mais usuais para o projeto de estruturas em 
maciços rochosos considerando a interferência de fatoresou condicionantes geológicos nos 
métodos construtivos e na estabilidade das escavações. 
 
- No Capítulo 5 é descrito o caso de estudo do AHE Queimado, de forma bastante 
abrangente desde a geologia do entorno do empreendimento até o detalhamento de 
caracterização e classificação do maciço rochoso, determinação dos parâmetros 
geomecânicos e os estudos de estabilidade das escavações subterrâneas e a céu aberto. 
 
- No Capítulo 6 são apresentados os estudos comparativos entre as previsões e as execuções 
efetivas dos tratamentos de contenção das escavações, além de uma abordagem a respeito 
do comportamento de alguns parâmetros geomecânicos responsáveis pela definição das 
classes de maciço e consequentemente dos sistemas de suporte. 
 
Finalmente, no Capítulo 7 são apresentadas as conclusões obtidas das análises feitas e as 
recomendações e sugestões para estudos futuros a respeito do tema da tese. 
 3
2 CARACTERIZAÇÃO E CLASSIFICAÇÃO GEOMECÂNICA DE MACIÇOS 
ROCHOSOS 
 
Segundo Serra & Ojima (1998) na geologia de engenharia o maciço rochoso pode ser 
considerado um conjunto de blocos de rocha justapostos e articulados. A rocha constituinte 
destes blocos (matriz) é denominada rocha intacta e as superfícies que limitam os blocos 
são as descontinuidades. 
 
A caracterização do maciço rochoso é feita através da descrição dos atributos do meio 
rochoso e que condicionam o seu comportamento ante as solicitações impostas pelas obras 
de engenharia de barragens, como é o caso do AHE Queimado. 
 
A classificação geomecânica seria uma forma de separação ordenada das características 
geomecânicas do maciço rochoso, organizando-as em grupos ou classes. 
 
2.1 CARACTERIZAÇÃO GEOMECÂNICA 
 
A caracterização geomecânica do maciço rochoso foi baseada em conceitos e simbologias 
internacionais sugeridos pela ISRM (International Society for Rock Mechanics, 1981). Os 
critérios e parâmetros da ISRM foram associados, ajustados e complementados aos da 
ABGE (Associação Brasileira de Geologia de Engenharia, 1983). 
 
Portanto, foram classificados os seguintes parâmetros: 
 
• Grau de alteração ou decomposição: baseado nas características macroscópicas de 
alteração da rocha; 
• Grau de consistência / resistência: apreciação táctil-visual das características de 
resistência ao impacto, risco, compressão uniaxial e trabalhabilidade do material; 
• Grau de fraturamento: ponderado de acordo com o espaçamento médio entre 
fraturas (quando abertas) e separando porções da massa rochosa, apresentando 
superfícies que possam estar oxidadas, alteradas e com esfoliação. Também pode 
ser considerado como fratura na foliação, o limite entre bandas composicionais, com 
graus de alteração, resistência e consistência distintos; 
• Condições das fraturas: apreciadas segundo a persistência, abertura, rugosidade, 
alteração das paredes e preenchimento; 
• RQD – (Rock Quality Designation): no levantamento de superfície foi avaliado 
segundo o grau de fraturamento. Em sondagens, foi avaliado para trechos 
isofraturados, de acordo com o procedimento usual, considerando a somatória dos 
fragmentos maiores que 10 cm, não sendo considerados trechos constituídos por 
maciço completamente alterado. São levadas em conta apenas as fraturas naturais e 
não aquelas induzidas pelo processo de sondagem (ver Figura 2.1). 
 4
2.1.1 Grau de decomposição 
 
Estimado com base na apreciação das características macroscópicas de 
alteração/decomposição da rocha. A Tabela 2.1 apresenta os graus de decomposição 
utilizados e suas características. 
 
Tabela 2.1 – Graus de Decomposição (modificado de ISMR, 1981 e ABGE, 1983) 
GRAU TERMO DESCRIÇÃO 
W1/D1 Rocha Sã 
Alteração mineralógica nula a incipiente. Minerais 
preservam brilho original, cor e clivagem. Eventual 
descoloração nas descontinuidades. Foliação visível e 
selada. Resistência original da rocha não afetada pela 
alteração. 
 
W2/D2 
 
Rocha 
Pouco Decomposta 
Alteração mineralógica perceptível, cores esmaecidas 
e perda do brilho. Leve descoloração e oxidação na 
matriz e ao longo das descontinuidades. Foliação 
visível e selada. Juntas fechadas, paredes ligeiramente 
alteradas. Resistência original da rocha muito pouco 
afetada pela alteração. 
W3/D3 
Rocha 
Moderadamente 
Decomposta 
A matriz apresenta-se descolorida, com evidências de 
oxidação. Juntas abertas (< 1,0 mm) e oxidadas, 
podendo ocorrer material mais alterado ao longo das 
descontinuidades. Foliação realçada pelo 
intemperismo. Resistência afetada pelo intemperismo 
e lixiviação 
 
 W4/D4 
 
Rocha 
Muito Decomposta 
Alteração mineralógica muito acentuada, alguns 
minerais parcialmente decompostos em argilo-
minerais. Matriz totalmente oxidada e cores muito 
modificadas. Fraturas abertas (2 < e < 5 mm) e 
oxidadas, preenchidas por materiais alterados. 
Foliação realçada pelo intemperismo. Desplacamentos 
ao longo da foliação. Resistência muito afetada pela 
alteração e lixiviação 
 
W5 
Rocha 
Completamente 
Decomposta 
Todo o material está completamente 
decomposto/alterado para solo estruturado. 
Extremamente descolorido, minerais resistentes 
quebrados e outros transformados em argilo-minerais. 
Foliação preservada. Juntas não discerníveis. 
Desintegra em água após um período de imersão. 
W6 
 
D5 
 
Solo Residual 
Material totalmente transformado em solo. 
Estruturação da rocha matriz destruída. Prontamente 
desintegrado em água. 
 5
2.1.2 Graus de consistência , resistência e índices físicos 
 
Estimado com base na apreciação táctil-visual das características de resistência ao impacto, 
trabalhabilidade do material e estimativa da resistência à compressão simples através de 
ensaios puntiformes realizados em amostras típicas desses horizontes, conforme Tabela 2.2. 
 
Tabela 2.2–Graus de consistência e resistência (modificado de ISMR, 1981 e ABGE, 1983) 
 
GRAU DESCRIÇÃO CARACTERÍSTICAS 
RESIST. 
UNIAXIAL (σc) 
ESTIMADA 
(MPa) 
 
 
R0 
Extremamente 
Branda e Solo 
Estruturado 
Coesivo, Rijo a 
Duro. 
− Penetrada pela ponta do dedo polegar 
− Moldada pelas mãos 
− Facilmente penetrada pelo canivete e martelo de geólogo 
− Escavada por equipamento manual 
 
 
0,25 – 1,0 
 
 
 
 
 
R1 
 
 
 
 
 
 
 
 
C5 
 
 
 
 
 
Muito Branda 
− Esmigalha-se facilmente sob o impacto de martelo de 
geólogo 
− Endentada facilmente pela ponta fina do martelo de geólogo 
− Riscada e raspada facilmente pelo canivete 
− Desplacamentos ao longo da foliação sob pressão dos dedos 
− Bordas dos fragmentos facilmente quebradas pela pressão dos 
dedos 
− Pequenos fragmentos (2 x 2 x 2 cm) não quebram sob pressão 
dos dedos 
− Escavação por equipamentos mecanizados 
 
 
 
 
 
 
1,0 – 5,0 
 
 
 
 
 R2/C4 
 
 
 
 
Rocha Branda 
− Quebra-se sob único impacto do martelo 
− Endentação rasa sob impacto firme da ponta fina do martelo 
de geólogo 
− As bordas dos fragmentos podem ser quebradas pela pressão 
dos dedos 
− A lâmina do canivete provoca sulco acentuado na superfície 
do fragmento 
− Podem ser raspadas pelo canivete 
− Escavação por equipamentos mecanizados, exigindo em 
alguns casos, fogo de afrouxamento do maciço. 
 
 
 
 
5,0 – 25,0 
 
 
 
R3/C3 
 
 
 
Medianamente 
Resistente 
− Espécimes de mão podem ser quebrados sob poucos golpes 
firmes do martelo de geólogo 
− Bordas finas dos fragmentos podem ser quebradas pelas mãos 
com certa dificuldade 
− Superfície pouco riscável por lâmina de aço 
− Não pode ser raspada pelo canivete 
− Escavada por desmonte a fogo 
 
 
 
25,0 – 50,0 
 
 
R4/C2 
 
 
Resistente 
− Espécimes de mão requerem alguns golpes do martelo para 
serem quebrados 
− Bordas dos fragmentos dificilmente quebrados pelas mãos− Superfície dificilmente riscada pelo canivete 
− Escavada por desmonte a fogo 
 
 
50,0 – 100,0 
 
 
 
R5 
 
 
 
Muito Resistente 
− Espécimes de mão requerem muitos golpes do martelo para 
serem quebrados 
− Fragmentos possuem bordas cortantes que resistem ao corte 
por lâmina de aço 
− Superfície praticamente não riscada pelo canivete 
− Escavada por desmonte a fogo 
 
 
100 – 250 
 
R6 
 
 
 
 
C1 
Extremamente 
Resistente 
− Espécimes somente lascados com o uso do martelo > 250 
Notas: Os graus R do ISRM estão associadas aos graus C da ABGE. Os graus R0 e R1 foram englobados na 
categoria C5 e os graus R5 e R6 em C1. 
 6
2.1.3 Espaçamento das fraturas 
 
A Tabela 2.3 apresenta o espaçamento das fraturas e o grau de fraturamento, considerando-
se o espaçamento médio das juntas e das fraturas de foliação. 
 
Tabela 2.3 – Espaçamento e graus de fraturamento 
(modificado de ISMR, 1981 e ABGE, 1983) 
 
DESCRIÇÃO 
GRAU DE 
FRATURAMENTO
ESPAÇAMENTO 
(m) 
Nº DE 
FRATURAS / m 
Ocasionalmente 
Fraturado F1 >1,00 < 1 
Pouco fraturado F2 0,20 a 1,00 1 a 5 
Medianamente 
fraturado F3 0,10 a 0,20 5 a 10 
Muito fraturado F4 0,05 a 0,10 10 – 20 
Extremamente 
fraturado F5 < 0,05 > 20 
 
2.1.4 Condições das fraturas 
 
As condições das fraturas podem ser descritas pelos seguintes parâmetros: 
 
Persistência: comprimento do traço da descontinuidade no plano analisado. 
 
Tabela 2.4-Persistência das descontinuidades (modificado de ABGE, 1983). 
 
DESCRIÇÃO PERSISTÊNCIA (m) 
Muito pequena Menor que 1 
Pequena de 1 a 3 
Média de 3 a 10 
Grande de 10 a 20 
Muito grande Maior que 20 
 
 
Rugosidade: devido à ondulação ou aspereza das paredes das descontinuidades. 
 
Segundo Barton & Choubey (1978) a rugosidade das paredes da descontinuidade influencia 
na resistência ao cisalhamento, o que é demonstrado através do parâmetro JRC presente na 
equação de resistência de descontinuidades, onde se observa que o ângulo de atrito de pico 
da descontinuidade aumenta com a rugosidade. 
 
 7
( )φ σ φf n rJRC.log
JCS= ⎛⎝⎜
⎞
⎠⎟ + ................................................................................................(2.1) 
Onde: 
φ (f) Ângulo de atrito de pico 
JRC Coeficiente de rugosidade da descontinuidade 
JCS Resistência à compressão das paredes da descontinuidade 
φr Ângulo de atrito residual ou básico 
 
Resistência das paredes: resistência à compressão uniaxial do material da parede que pode 
ser determinada por esclerômetro de Schmidt (Figura 2.4) ou ensaio de carga puntiforme. 
Quando a parede não é alterada a resistência é a mesma da rocha intacta. 
 
Abertura: distância perpendicular entre as paredes da descontinuidade (Tabela 2.5). 
 
Tabela 2.5 - Abertura de Descontinuidades (modificado de ABGE, 1983) 
ABERTURA DESCRIÇÃO FEIÇÕES 
< 0,1 mm Bem fechada 
0,1 - 0,25 mm Fechada Feições fechadas 
0,25 - 0,5 mm Parcialmente Aberta 
0,5 - 2,5 mm Aberta 
2,5 - 10 mm Moderadamente larga Feições falhadas 
10 mm Larga 
1 - 10 cm Muito larga 
10 - 100 cm Extremamente larga Feições abertas 
> 1 m Cavernosa 
 
 
Preenchimento: é o material contido nas descontinuidades devendo ser descrito suas 
propriedades de resistência. 
 
 
2.1.5 Permeabilidade 
 
A permeabilidade do maciço rochoso é condicionada pelas características das 
descontinuidades, respondendo claramente ao processo de relaxação do maciço rochoso dos 
trechos superficiais e à meteorização. Pode estar relacionada também às tensões tectônicas 
que podem promover a abertura de certas estruturas e pelo preenchimento. 
 
A Tabela 2.6 mostra os intervalos de permeabilidade obtidos em ensaios de perda d’água 
em sondagens. 
 
 8
 
 
Tabela 2.6 – Intervalos de Permeabilidade (modificado de ABGE, 1983) 
 
SÍMBOLO CARACTERÍSTICA PERDA D’ÁGUA Hv - (l/min x m x kg/cm2)
COEFICIENTE DE 
PERMEABILIDADE 
K - (cm/s) 
H1 Muito baixa Hv < 0,10 K < 10-5
H2 baixa 0,10 ≤ Hv ≤ 1,0 10-5≤ K ≤ 10-4
H3 média 1,0 ≤ Hv < 5,0 10-4≤ K ≤ 5 x10-4
H4 alta 5,0 ≤ Hv < 10,0 5 x10-4≤ K ≤ 10-3
H5 Muito alta Hv ≥ 10,0 Hv ≥ 10-3
 
 
2.2 CLASSIFICAÇÕES GEOMECÂNICAS 
 
As classificações geomecânicas permitem a individualização e delimitação de porções de 
maciço relativamente homogêneas, quanto às características geológico-geotécnicas de 
resistência e deformabilidade, bem como a definição dos tratamentos e contenções 
necessárias para as escavações. 
 
2.2.1 Sistema de classificação RMR 
 
O sistema de classificação RMR proposto por Bieniawski (1974), foi desenvolvido 
inicialmente para túneis de obras de engenharia civil escavados em rochas profundas, 
pouco fraturadas sendo depois estendido para diversos tipos de aplicação. 
 
Desde a apresentação original este sistema foi modificado algumas vezes, sendo a última 
pelo próprio Bieniawski (1989). 
 
Os índices utilizados na obtenção do RMR são os seguintes: 
 
• Resistência à compressão uniaxial 
• RQD 
• Espaçamento das descontinuidades 
• Condição das descontinuidades 
• Condição de água subterrânea 
• Orientação das descontinuidades 
 
O RMR resulta do somatório de pontos atribuídos aos índices anteriores de acordo com os 
pesos estabelecidos na Tabela 2.7. O valor máximo de RMR é 100 e o mínimo 8 na versão 
1989 e 13 na versão 1976. De acordo com o RMR o maciço pode ser classificado em cinco 
categorias. 
A Tabela 2.7 apresenta os parâmetros de classificação, bem como os pesos relativos para a 
composição da classe de maciço (RMR) utilizados. 
 9
 
Tabela 2.7 – Parâmetros de classificação, Bieniawski (1989) 
A. Parâmetros Classificatórios 
Parâmetros Intervalo de Valores 
Puntiforme > 10 MPa 4 – 10 MPa 2 – 4 Mpa 1 –2 MPa ---- 
 
Resistência Comp. 
Axial > 250 MPa 100 – 250 MPa 50 – 100 Mpa 25 – 50 MPa 
5-25 
MPa
1-5 
MPa
<1 
MPa
 
 
1 
Nota 15 12 7 4 2 1 0 
RQD % 90 - 100 90 - 75 75 – 50 50 – 25 < 25 
2 Nota 
 20 17 13 8 3 
Espaçamento > 2 m 2 – 0,6 m 600 – 200 mm 200 mm – 60 mm < 60 mm 
3 
Nota 20 25 20 10 0 
 
Condições 
das descontinuidades 
(vide C) 
 
Superfície 
muito 
rugosa 
Descontí-
nua 
 
Superfície rugosa 
abertas < 1 mm 
paredes pouco 
alteradas 
 
 
Superfície 
rugosa abertura 
< 1 mm paredes 
alteradas 
 
Estrias de fricção; 
preenchimento < 5 
mm; ou aberturas 
de 1 a 5 mm, 
continuas 
 
 
Preenchimento 
friável > 5 mm ou
abertura > 5 mm 
contínua 
 
 
 
4 
Nota 30 10 7 4 0 
Vazão ( l/min) 
10 m de extensão Nenhuma < 10 10 –25 25 – 125 > 125 
Pressão d’água; 0 < 0,1 0,1 – 0,2 0,2 – 0,5 > 0,5 
 
N 
A 
 Condições Gerais Seco Úmido Molhado gotejamento Fluxo 
 
 
5 
Nota 15 10 7 4 0 
B. Notas de Ajustes para Orientação das Descontinuidades 
Orientação do mergulho Mto favorável Favorável Razoável desfavorável mto desfavorável 
Túneis 0 - 2 - 5 - 10 - 12 
Fundações 0 - 2 - 7 - 15 - 25 
 
Nota 
Taludes 0 - 5 - 25 - 50 ------ 
C. Classificação de Descontinuidades 
Persistência 
Nota 
< 1m 
6 
1 – 3 m 
4 
3 – 10 m 
2 
10 –20 m 
1 
> 20 m 
0 
Abertura 
Nota 
Fechada 
6 
< 0,1 mm 
5 
0,1 – 1 mm 
4 
1 – 5 mm 
1 
> 5 mm 
0 
Rugosidade 
Nota 
Muito rugosa
6 
Rugosa 
5 
pouco rugosa 
4 
Lisa 
1 
estriada 
0 
Alteração 
Nota 
Sã 
6 
pouco alterada 
5 
alterada 
3 
muito alterada 
1 
decomposta 
0 
Preenchimento 
Nota 
Nenhum 
6 
duro < 5 mm 
4 
duro > 5 mm 
2 
mole < 5 mm 
2 
mole > 5 mm 
0 
 
 
A Tabela. 2.8 apresenta as classes de maciço com seus respectivos RMR que são utilizados 
para a classificação do maciço rochoso. 
 10
 
Tabela 2.8 – Classes de maciço rochoso da 
classificação geomecânica de Bieniawski (1989)CLASSE I II III IV V 
RMR 100-80 80-60 60-40 40-30 <30 
Termo 
descritivo Muito bom Bom Regular Pobre Muito pobre
 
 
2.2.2 Sistema de classificação Q 
 
O Sistema de classificação Q foi desenvolvido nos anos 70 (Barton et al., 1974) e 
atualizado com o uso extensivo de concreto projetado reforçado com fibras de aço em 1993 
(Grimstad & Barton, 1993). 
 
Os valores de Q, qualidade do maciço rochoso, são obtidos através de seis parâmetros (com 
valores empíricos) contidos na equação abaixo e obtidos da aplicação da Tabela 2.9. 
 
SRF
Jw
Ja
Jr
Jn
RQDQ ××= Sendo 0,001<Q<1000................................................................(2.2) 
 
Onde: 
=
Jn
RQD Tamanho de Blocos; =
Ja
Jr Atrito entre Blocos; =
SRF
Jw Tensões Atuantes 
 
Sendo: 
RQD Rock Quality Designation, definido por Deere et al (1967); 
Jn índice do número de juntas ou fraturas; 
Jr índice de rugosidade das fraturas; 
J a índice de alteração das paredes das fraturas; 
Jw índice de influência da água nas descontinuidades; 
SRF índice do estado de tensões do maciço (Stress Reduction Factor). 
 
A partir da determinação dos valores de Q para trechos homogêneos (Tabela 2.10), a 
aplicação do suporte requerido é uma correlação entre o diâmetro equivalente De e a 
variação dos valores de Q (Figura 2.2). 
 
O diâmetro equivalente é obtido da relação: 
ESR
DDe = .........................................................................................................................(2.3) 
 
Onde: 
D diâmetro ou vão da escavação (m); 
 11
ESR fator de segurança em função do uso final da escavação. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
L = 38 cm 
L = 17 cm 
L = 0 
nenhuma parte > 10 cm. 
L = 20 cm 
L = 35 cm 
L = 0 
não recuperado 
Comprimento total corpo de prova cilíndrico = 200 cm. 
Σ comprimento de partes do corpo de prova > 10 cm 
Comprimento total do corpo de prova RQD = x 100% 
RQD = 38 +17 + 20 +35 200 x 100% = 55%
Quebra pela amostragem 
Figura 2.1 - Processo para medir e calcular o RQD (modificado de Bieniawski, 1989). 
 
 
 
Tabela 2.9 - Classificação dos parâmetros individuais para o índice Q (Barton, 1974) 
DESCRIÇÃO VALOR NOTAS 
1. ÍNDICE RQD RQD 
A. Muito Ruim 0-25 
B. Ruim 25-50 
C. Razoável 50-75 
D. Bom 75-90 
E. Ótimo 90-100 
1. Se RQD é medido ≤10 
(incluindo 0), assumir o valor 
nominal de 10 para calcular Q 
2. Intervalos de 5 no valor de 
RQD são considerados com boa 
acurácia (p.ex. 95, 100). 
2. NÚMERO DE FAMÍLIAS DE 
DESCONTINUIDADES 
Jn 
A. Descontinuidades esparsas ou ausentes 0,5-1 
B. Uma família de descontinuidades 2 
C. B mais descontinuidades esparsas 3 
D. Duas famílias de descontinuidades 4 
E. D mais descontinuidades esparsas 6 
F. Três famílias de descontinuidades 9 
G. F mais descontinuidades esparsas 12 
H. Quatro ou mais famílias de 
descontinuidades 
15 
I. Rocha extremamente fraturada 
(triturada) 
20 
1. Para interseções usar (3 x Jn) e 
para emboques usar (2 x Jn) 
 12
Tabela 2.9 - Classificação dos parâmetros individuais para o índice Q (Barton, 1974) 
 
3. CONDIÇÃO DE RUGOSIDADE DAS 
PAREDES 
Jr 
a. Paredes das descontinuidades em 
contato 
 
b. Paredes das descontinuidades em 
contato com deslocamentos diferenciais < 
10 cm 
 
A. Descontinuidades não persistentes 4 
B. Descontinuidades rugosas ou 
irregulares, onduladas 
3 
C. Descontinuidades lisas e onduladas 2 
D. Descontinuidades polidas e onduladas 1,5 
E. Descontinuidades rugosas ou 
irregulares e planas 
1,5 
F. Descontinuidades lisas e planas 1 
G. Descontinuidades polidas ou estriadas 
e planas 
0,5 
c. Sem contato entre as paredes das 
descontinuidades quando cisalhadas 
 
H. Descontinuidades preenchidas com 
material argiloso 
1 
J. Descontinuidades preenchidas com 
material granular 
1 
1. Acrescentar 1,0 ao valor de Jr 
se a separação representativa das 
descontinuidades for > 3 m. 
2. Jr = 0,5 no caso de 
descontinuidades planas e 
estriadas e com orientação na 
direção da tensão mínima 
4 CONDIÇÕES DE ALTERAÇÃO DAS 
PAREDES 
Ja φr(o) NOTAS 
a. Descontinuidades com contato 
rocha/rocha e sem deslocamento relativo 
entre as paredes 
 
A. Paredes duras, compactas, com 
preenchimento de materiais 
impermeáveis 
0,75 ---------
- 
B. Descontinuidades sem alteração, 
pigmentação superficial incipiente 
1 25-35 
C. Paredes levemente alteradas; películas 
de materiais arenosos ou minerais 
abrasivos 
2 25-30 
1. φr ângulo de atrito 
residual (indicativo das 
propriedades 
mineralógicas dos 
produtos de alteração) 
D. Paredes com películas de material 
siltoso com pequena fração argilosa 
3 20-25 
E. Paredes com películas de material 
mole (micas, clorita, talco, gesso, grafite 
etc.), eventualmente com minerais 
expansivos 
4 8-16 
 
 13
Tabela 2.9 - Classificação dos parâmetros individuais para o índice Q (Barton, 1974) 
4 CONDIÇÕES DE ALTERAÇÃO DAS 
PAREDES 
Ja φr(o) NOTAS 
b. Descontinuidades com contato 
rocha/rocha e com deslocamento relativo 
incipiente entre as paredes (deslocamento 
diferencial inferior a 10 cm) 
 
F. Paredes com partículas arenosas, 
fragmentos de rocha etc. 
4 25-30 
G. Paredes com preenchimento contínuo 
e poucos espessos (< 5 mm) de material 
argiloso fortemente sobreadensado 
6 16-24 
H. Paredes com preenchimento contínuo 
e pouco espesso (< 5 mm) de material 
argiloso pouco ou medianamente 
sobreadensado. 
8 12-16 
J. Paredes com preenchimento de 
materiais argilosos expansivos; valores 
variáveis com a porcentagem dos argilo 
minerais expansivos presentes e com a 
ação conjugada da água intersticial. 
8-12 6-12 
c. Descontinuidades sem contato 
rocha/rocha e com deslocamento relativo 
entre as paredes 
 
K. Zonas de preenchimento com 
fragmentos de rocha 
6 
L. Rocha e material argiloso (ver G, H e J 
para caracterizar as condições das argilas)
8 
M. 8-12 6-24 
N. Zonas de preenchimento com material 
arenoso ou 
siltoso-argiloso, sendo pequena a fração 
argilosa 
5 
O. Zonas contínuas de preenchimento 
com material argiloso 
10-13 
P e R (ver G, H e J para a condição das 
argilas) 
 
6-24 
 
 
 
 
 
 
 
 14
Tabela 2.9 - Classificação dos parâmetros individuais para o índice Q (Barton, 1974) 
5. CONDIÇÕES DE AFLUÊNCIA DE 
ÁGUA 
Jw u (MPa) NOTAS 
A. Escavação a seco ou com pequena 
afluência de água (<5 l/min) 
1,0 <0,1 
B. Afluência média da água com eventual 
carregamento do preenchimento 
0,66 0,1-0,25 
C. Afluência elevada de água em rochas 
competentes de descontinuidades não 
preenchidas 
0,50 0,25-
0,98 
D. Afluência elevada de água com 
carregamento significativo do 
preenchimento 
0,33 0,25-
0,98 
E. Afluência excepcionalmente elevada 
de água (ou jatos de pressão), com 
decaimento com o tempo 
0,10-
0,20 
>0,98 
F. Afluência excepcionalmente elevada 
de água (ou jatos de pressão), sem 
decaimento com o tempo 
0,05-
0.10 
>0,98 
1. Valores aproximados 
das poropressões da 
água; reduzir os valores 
de Jw no caso de 
instalação de 
dispositivos de 
drenagem (C a F) 
2. Não são considerados 
os problemas especiais 
causados por formação 
de gelo 
6. CONDIÇÃO DAS TENSÕES NO 
MACIÇO 
SRF NOTAS 
a. Zonas de baixa resistência 
interceptando a escavação 
 
A. Ocorrências múltiplas contendo 
material argiloso ou rocha quimicamente 
decomposta (qualquer profundidade) 
10 
B. Ocorrência específica contendo 
material argiloso ou rocha quimicamente 
decomposta (profundidade da escavação 
< 50 m) 
5 
1. No caso de ocorrência de zonas 
de baixa resistência relevantes,mas não interceptando a 
escavação, recomenda-se a 
redução dos valores de SRF de 25 
a 50%. 
C. Ocorrência específica contendo 
material argiloso ou rocha quimicamente 
decomposta (profundidade da escavação 
> 50 m) 
2,5 
D. Ocorrência múltiplas de zonas de 
material cisalhado em rochas 
competentes, isentas de argila e com 
blocos desagregados de rocha (qualquer 
profundidade) 
7,5 
E. Ocorrência específicas de zonas de 
material cisalhado em rochas 
competentes, isentas de material argiloso 
(profundidade de escavação < 50 m) 
5 
F. Ocorrências específicas de zonas de 
material cisalhado em rochas 
competentes, isentas de material argiloso 
(profundidade da escavação > 50 m) 
2,5 
 15
Tabela 2.9 - Classificação dos parâmetros individuais para o índice Q (Barton, 1974) 
6. CONDIÇÃO DAS TENSÕES NO 
MACIÇO 
G. Ocorrência de juntas abertas e intenso 
fraturamento do maciço (qualquer 
profundidade) 
SRF 
 
5 
NOTAS 
b. Rochas competentes (comportamento 
rígido as deformações) 
 
σ1, σ3: tensões principais 
σc: resistência à compressão simples 
σt: resistência a tração (carga puntiforme)
2. No caso de tensões 
subsuperficiais (ver H), adotar 
SRF = 5 quando a profundidade 
da abóbada da escavação abaixo 
da superfície do terreno for menor 
que a sua dimensão característica 
(largura do vão) 
 (σc/σ1) (σt/σ1) 
H. Tensões baixas, sub-
superficiais 
>200 >13 >2,5 
J. Tensões Moderadas 10-200 0,66-
13 
 16
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
1,0 
3. Para maciço muito anisotrópico, 
introduzir correções de σc e σt de 
acordo com os seguintes critérios: 
K. Tensões elevadas 
(eventuais problemas de 
estabilidade das 
paredes) 
5-10 0,66-
0,66 
0,5-2,0 
a) 5≤ σ1/σ3 ≤ 10: reduzir σc para 
0,8σc e σt para 0,8σt
L. Condições 
moderadas de 
fraturamento 
(rockburst) 
2,5-0 0,16-
0,33 
5,0-10,0
b) σ1/σ3 >10: reduzir σc para 0,6σc 
e σt para 0,6σt
M. Condições intensas 
de rocha explosiva 
(rockburst) 
<2,5 <0,16 10,0-
20,0 
 
c. Rochas incompetentes (comportamento 
plástico às deformações) 
 
N. Tensões moderadas 5,0-10,0 
O. Tensões elevadas 10,0-
20,0 
 
d. Rochas expansivas (atividade 
expansiva química dependente da 
presença da água) 
 
 
 
 
P. Tensões moderadas 5,0-10,0 
R. Tensões elevadas 10,0-
20,0 
 
Tabela 2.10 - Classes de maciços rochosos em função de Q (Barton, 1974) 
Padrão geomecânico do maciço Valores de Q 
Péssimo < 0,01 
Extremamente ruim 0,01 - 0,1 
Muito ruim 0,1 - 1,0 
Ruim 1,0 - 4,0 
Regular 4,0 - 10,0 
Bom 10,0 - 40,0 
Muito bom 40,0 - 100,0 
Ótimo 100,0 - 400,0 
Excelente > 400,0 
 
Com o uso da figura 2.2, determina-se qual será o suporte definitivo para a escavação 
subterrânea em questão. 
 
Excepc.
ruim
Extrem..
ruim
Muito
ruim
Ruim Pobre Boa Muito
boa
Extre.
boa
Exc.
 boa
1 10
100
50
20
10
5
2
1
0,001 0,004 0,01 0,04 0,01 0,4 4 40 100 400 1000
20
10
7
5
3
2,4
1,5
(9) (8) (7) (6) (5) (4) (3) (2) (1)
espaça
mento
 de tira
ntes em
 area c
om co
ncreto
 projet
ado
1,0 m
2,1 m
1,7 m
1,3 m
1,5 m
1,2 m
2,3 m 2,5 m
1,0 m
1,3 m
1,5 m
2,0 m
3,0 m
4,0 m
espa
çam
ento
 de 
tiran
tes e
m a
rea 
sem
 con
cret
o pr
ojet
ado
250
 mm
12
0 m
m
150
 mm 90
 m
m
50
 m
m
40
 m
m
 
 
 
 
D
e 
 
 
 
 
 
Q 
 
CATEGORIAS DE SUPORTE 
(1) Sem suporte 
(2) Tirantes curtos localizados 
(6) Concreto projetado reforçado com fibra de aço, de espessura de 90-120 mm, e 
com tirantes 
(3) Sistema de tirantes (7) Concreto projetado reforçado com fibra 
de aço, de espessura de 120-150 mm, e 
com tirantes (4) Sistema de tirantes com concreto projetado de 40-100 mm (8) Concreto projetado reforçado com fibra 
de aço, de espessura de > 150 mm, 
reforçado com arcos de concreto e 
tirantes 
(5) Concreto projetado reforçado com 
fibra de aço, de espessura de 50-90 
mm, e com tirantes 
(9) Estrutura de concreto 
Figura 2.2 - Sistema Q para classificação dos maciços rochosos e escolha do tipo de suporte 
(modificado de Grimstad e Barton, 1993). 
 17
 18
2.3 ENSAIOS PARA CARACTERIZAÇÃO DE MACIÇOS ROCHOSOS 
 
Os ensaios para caracterização geomecânica de maciços constituem a base paramétrica dos 
estudos para a utilização do meio rochoso na engenharia geotécnica e na engenharia de 
rochas, sendo necessários para o completo conhecimento dos materiais em estudo, podendo 
ser utilizados ensaios de campo ou de laboratório para se obter alguns dos parâmetros 
requeridos, como recomendado pela ISRM (1981). 
 
Dentre os ensaios comumente executados na prática da caracterização geológico-geotécnica 
de maciços rochosos pode-se citar: 
 
• Caracterização petrográfica: trata-se da identificação mineralógica e petrográfica 
através da descrição de lâminas delgadas (microscopia ótica), como também ensaios 
granulométricos e análises químicas. Obtem-se informações detalhadas sobre 
granulação, tipo de alteração (hidrotermal ou intempérica) e sua intensidade, 
presença de minerais secundários, estado microfissural, deformações intracristalinas 
e microtectônica. Todos esses parâmetros são importantes para o bom entendimento 
das características mecânicas e hidráulicas, visando a previsão de desempenho dos 
diferentes tipos rochosos sob as condições de uso a que serão submetidos. 
• Propriedades índices das rochas: compreendem a determinação em ensaios de 
laboratório das características de massa específica, porosidade, absorção d’água, 
expansão, forma dos fragmentos, reatividade potencial, adesividade, abrasão, 
esmagamento e tenacidade. 
• Propriedades hidráulicas: compreendem a determinação da condutividade hidráulica 
do maciço rochoso através de ensaios de perda d’água sob pressão em furos de 
sondagem. As descontinuidades mostram-se determinantes no condicionamento do 
fluxo d’água e permeabilidade do meio rochoso. 
• Propriedades mecânicas: podem ser determinadas através de ensaios laboratoriais de 
compressão uniaxial, compressões puntiformes, compressão triaxial, cisalhamento 
direto, tração (método brasileiro), martelo de Shmidt, velocidade sônica, entre 
outros. 
 
Serão descritos de forma mais detalhada a seguir alguns dos ensaios mais utilizados para a 
determinação das propriedades mecânicas. 
 
 
2.3.1 – Ensaio de compressão puntiforme 
 
Estes ensaios fornecem o índice de resistência puntiforme (Is) correlacionável à resistência 
à compressão uniaxial. 
 
O ensaio consiste basicamente em comprimir um corpo de prova de rocha (fragmento ou 
testemunho de sondagem) entre dois pontos (Figura 2.3), utilizando-se como proposta de 
padronização a sugestão da ISRM (1985). 
 
 
O índice de resistência puntiforme é definido como: 
 
2s D
PI = ............................................................................................................................(2.4) 
 
Onde: 
Is índice de resistência puntiforme (MPa) 
P carga na ruptura da amostra (N) 
D dimensão da amostra paralela ao carregamento (mm), ver Figura 2.3. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Ensaio diametral Ensaio axial Ensaio sobre fragmentos irregulares
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 2.3 - Esquema das possíveis formas de realizar o ensaio de carga puntiforme (apud 
Montoya, 2002). 
 
O ensaio pode ser executado em amostras cilíndricas, carregando-se axialmente ou 
diametralmente, ou sobre fragmentos irregulares de rocha (ISRM, 1985). Já Bieniawski 
(1975) recomenda a utilização de corpos de prova cilíndricos (testemunhos de sondagem 
com diâmetro NX ou 54 mm) carregados diametralmente. 
 
2.3.2 Ensaio de compressão uniaxial 
 
É o ensaio mais freqüentementeutilizado em mecânica das rochas na determinação da sua 
resistência e deformabilidade. A grande maioria das classificações de materiais rochosos 
utiliza dados de compressão simples (uniaxial). 
 
O ensaio de compressão uniaxial é de execução simples porém, a preparação da amostra, 
cilíndrica, deve ser cuidadosa, e em número relativamente grande que permita garantir a 
representatividade dos resultados. Quando se trata de um maciço rochoso heterogêneo 
necessita-se de um grande número de amostras o que pode se tornar dispendioso. 
 
 19
A resistência à compressão simples (uniaxial) da rocha (σc) é a máxima tensão que suporta 
um corpo cilíndrico com relação entre altura e o diâmetro (H/D) variando entre 2,5 e 3,0 
segundo determinação da ISRM(1981). 
Sendo assim a resistência à compressão simples (uniaxial) corresponde à carga de ruptura 
da amostra expressa por: 
 
σc = P ................................................................................................................................(2.5) 
 A 
Onde: 
 
σc resistência à compressão uniaxial máxima (MPa); 
P carga de ruptura (MN); 
A área inicial da amostra (m2). 
 
Bieniawski (1975) propôs para fins práticos uma relação direta entre resistência à 
compressão uniaxial (σc ) e o índice de resistência puntiforme (Is ), conforme esta relação: 
 
sc I.24≅σ .........................................................................................................................(2.6) 
 
Tabela 2.11 - Classificação de rochas em função da resistência uniaxial 
(modificado ISRM, 1981). 
 
Descrição Resistência à compressão uniaxial (MPa) 
Rocha extremamente fraca 0,25 - 1,00 
Rocha fraca 1,0 - 25 
Rocha medianamente forte 25 - 50 
Rocha forte 50 - 100 
Rocha muito forte 100 - 250 
Rocha extremamente forte > 250 
 
 
2.3.3 Ensaio de compressão triaxial 
 
O ensaio consiste na compressão axial do cilindro de rocha com a aplicação simultânea de 
pressão confinante, podendo-se obter as propriedades de resistência e deformabilidade do 
material controlando-se o estado de tensões durante o andamento do ensaio mediante 
diferentes aplicações de pressões de célula. 
 
O efeito do confinamento em ensaios triaxiais de rocha é obtido por meio da aplicação de 
óleo sob pressão na câmara triaxial, onde é colocada a amostra de rocha envolvida por uma 
membrana impermeável, considerando-se que quanto maior a pressão confinante maior a 
resistência. O aumento de resistência, exibido pelas rochas ensaiadas com confinamento, 
sugere vários tipos de trajetórias de tensões para os ensaios. 
 
 20
De acordo com a recomendação da ISRM (1981) os parâmetros coesão (c) e ângulo de 
atrito (φ) são obtidos da envoltória que resulta ao plotar num gráfico a pressão de 
confinamento nas abscissas e a tensão axial nas ordenadas, onde se determina os 
parâmetros coeficiente angular (m) e intercepto das ordenadas (b) e destes calcula-se os 
valores de c e φ e também da resistência à tração (σt ) através das seguintes equações: 
 
⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛
+
−=
1
1arcsen
m
mφ ............................................................................................................(2.7) 
⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛ −= φ
φ
cos2
sen1bc ................................................................................................................(2.8) 
m
b
t −=σ ...........................................................................................................................(2.9)
 
 
Onde: 
m coeficiente angular da linha reta de melhor ajuste; 
b intercepto da linha reta com o eixo das ordenadas. 
 
 
2.4 MODELOS GEOMECÂNICOS 
 
O modelo geomecânico deve contemplar, segundo Serra Júnior e Ojima (1998), o meio 
rochoso no seu conjunto onde se insere a obra de engenharia, incluindo todas as 
informações necessárias à elaboração do modelo físico, devendo abranger todas as 
características globais do maciço, como as classes geomecânicas e as particularidades 
relevantes que possam condicionar o seu comportamento, como as descontinuidades, com 
seus respectivos parâmetros geomecânicos. 
 
O modelo geomecânico deverá ser elaborado após a caracterização e classificação do 
maciço rochoso estudado e investigado para a obra de engenharia em questão, devendo 
reunir todas as feições do meio rochoso, definidas e tratadas espacialmente, sendo 
específico para o local. 
 
O modelo geológico permite uma visualização adequada da geologia local, com suas 
unidades litológicas principais, geometrias internas e externas, coberturas de solo e 
capeamentos de rocha decomposta e as características estruturais das litologias presentes. 
 
Sobre esse modelo faz-se uma análise dos fatores mais significativos, considerando-se 
principalmente as características do projeto de engenharia, os tipos e geometrias das 
estruturas previstas a serem escavadas, a grandeza e orientação das solicitações mecânicas e 
 21
hidráulicas, e as hipóteses de mecanismos de instabilização. Deve-se priorizar os fatores 
geológicos mais significativos e se definir os condicionantes geológicos que merecem 
estudos mais detalhados na fase de projeto e acompanhamento da obra. Esta análise pode 
ser quantificada, conforme o porte da obra e a significação dos fatores geológicos, por meio 
de estimativas controladas, ensaios de laboratório ou ensaios de mecânica das rochas. Da 
introdução desses parâmetros quantitativos no modelo geológico resulta o modelo 
geomecânico. 
 
 
D
EN
SI
D
A
D
E 
D
E 
R
O
C
H
A
 (K
N
/m
 )3
DISPERSÃO MÉDIA DA RESISTÊNCIA
PARA A MAIORIA DAS ROCHAS (MPa)
O
R
IE
N
TA
Ç
Ã
O
 D
O
 M
A
RT
EL
O
DUREZA DE SCHIMIDT (h) ESCLERÔMETTRO (L)
R
EI
ST
ÊN
C
IA
 A
 C
O
M
PR
ES
SÃ
O
 (σ
c)
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Figura 2.4 – Ábaco da correlação entre densidade, resistência à compressão 
uniaxial e resposta obtida com o esclerômetro de Schmidt (Deere 
& Miller - apud Hoek e Bray, 1981). 
 
 
 22
3 PROPRIEDADES DE RESISTÊNCIA E DEFORMABILIDADE DE ROCHAS, 
DESCONTINUIDADES E MACIÇOS ROCHOSOS. 
 
O maciço rochoso deve ser considerado como um material descontínuo, que pode ter 
propriedades diferentes em pontos e direções diferentes, submetido a ações mecânicas, 
térmicas e químicas ao longo do tempo geológico. 
 
Na engenharia de rochas deve-se resolver algumas questões relativas à resistência e ao 
colapso para um determinado estado de tensões atuantes no maciço rochoso, que poderão 
provocar ruptura local ou total do material e se definir os deslocamentos admissíveis sob os 
carregamentos aplicados, para que não ocorram rupturas. 
 
Para se prever o comportamento da rocha como um material de engenharia, algumas 
propriedades da rocha intacta (sã), das descontinuidades e do maciço rochoso devem ser 
determinadas. 
 
3.1 PROPRIEDADES DE RESISTÊNCIA DAS ROCHAS 
 
Segundo Azevedo e Marques (2002) uma rocha quando perde a capacidade de resistir a 
uma determinada solicitação, resultante da implantação de uma obra de engenharia, ela 
pode perder totalmente a sua integridade e romper. Como existe uma grande diversidade de 
tipos de carregamento não é possível definir um modo de ruptura único para o maciço 
rochoso. 
 
Os principais mecanismos de ruptura (Azevedo e Marques, 2002) podem ser classificados 
como: 
 
• Ruptura por flexão: quando uma rocha é submetida a esforços de flexão ocorre o 
desenvolvimento e propagação de fraturas de tração. Essa ruptura pode ocorrer no 
teto de cavidades escavadas do tipo cavernas de casa de força e minas subterrâneas. 
• Ruptura por cisalhamento: ocorre quando as tensões de corte excedem a resistência 
ao cisalhamento provocando a formação de uma superfície de ruptura devidoao 
deslizamento do maciço rochoso. É comum em taludes de rochas pouco resistentes 
ou extremamente fraturados, como também em pilares de estruturas subterrâneas. 
• Ruptura por tração: ocorre em taludes em que há superposição de camadas ou 
estratos, em taludes com fraturas de pequena persistência e sem continuidade (não 
interligadas) e naqueles em que há presença de juntas de alívio de tensão. As 
superfícies formadas através da ruptura por tração caracterizam-se como bastante 
rugosas e com arestas vivas. 
• Ruptura por compressão: trata-se de um processo de ruptura bastante complexo, 
podendo incluir a formação de microfraturas de tração. A propagação e a 
coalescência das microfraturas levam à formação de uma superfície de 
deslizamento, caracterizada por cisalhamento. Também podem aparecer superfícies 
de clivagem axial subparalelas à compressão máxima (fenômeno designado por 
“splitting” ou “spalling”). 
 
 23
Geralmente o que ocorre é a combinação de dois ou mais modos de ruptura descritos 
anteriormente, o que dificulta a simulação da resistência de maciços rochosos em 
laboratório. 
 
Os principais ensaios para a caracterização de maciços rochosos estão descritos no capítulo 
2 desta tese, podendo-se destacar os ensaios de compressão uniaxial (simples), triaxial e de 
carga puntiforme. 
 
O comportamento mecânico da rocha intacta é melhor entendido aceitando-se as 
simplificações feitas ao considerá-la como um meio contínuo de comportamento elástico-
linear (Naylor et al., 1981 apud Montoya, 2002), sendo os parâmetros obtidos de ensaios de 
laboratório. Dessa forma a rocha intacta não representa um grande problema, porém o 
comportamento das descontinuidades é ainda pouco entendido. 
 
A relação entre as dimensões das escavações e os blocos de rocha devido ao fraturamento é 
chamada de efeito de escala (size efect) e tem grande importância na previsão de 
comportamento dos maciços rochosos nas obras de escavação. 
 
A resistência vai depender do tamanho da amostra ensaiada. As rochas são compostas de 
várias feições e descontinuidades, além do tamanho e distribuição dos grãos e cristais, 
microfraturas e fissuras, que condicionam o comportamento mecânico dos corpos de prova 
submetidos aos ensaios. Amostras de tamanho reduzido podem não ser representativas do 
maciço rochoso como um todo. Dessa forma, existe uma tendência de se aumentar a 
resistência com a diminuição do tamanho do corpo de prova de rocha, uma vez que no 
tamanho reduzido estes planos de fraqueza ou descontinuidades podem não estar presentes. 
 
Por recomendação da ISRM (1978) o diâmetro de um corpo de prova deve ser de no 
mínimo 10 vezes o tamanho do maior grão constituinte daquela rocha a ser ensaiada. Nem 
sempre é possível cumprir essa recomendação, sobretudo no caso de trabalhos de escavação 
em maciços rochosos fraturados, onde os blocos de rocha intacta, considerados como os 
grãos, podem ter dimensões de até vários metros. 
 
Quando nas sondagens utiliza-se diâmetro diferente dos recomendados nas normas de 
execução de ensaios de compressão uniaxial, Hoek e Brown (1980) propuseram correções 
considerando a resistência individual de cada amostra pela resistência de uma amostra de 
diâmetro igual a 50 mm, através da seguinte fórmula: 
 
 σcd = σc50
18,050 ⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛
d
............................................................................................................(3.1) 
 
Onde: 
 
σcd resistência à compressão uniaxial do corpo de prova com diâmetro d 
σc50 resistência à compressão uniaxial do corpo de prova com diâmetro padrão (50 mm) 
d diâmetro do corpo de prova ensaiado 
 
 24
3.2 RESISTÊNCIA AO CISALHAMENTO DE DESCONTINUIDADES 
 
Os maciços rochosos são formados pela soma de matriz rochosa e descontinuidades. As 
descontinuidades são em geral planares, têm como origem a geotectônica regional e 
apresentam, do ponto de vista da mecânica das rochas, propriedades de resistência e rigidez 
muito inferiores à matriz rochosa circundante. O modelo estrutural de um maciço rochoso 
representa a distribuição espacial das descontinuidades e suas características geométricas, o 
que permite reconhecer quais as mais importantes no condicionamento do comportamento 
do maciço. 
 
As descontinuidades são consideradas como estruturas geológicas que podem interromper a 
continuidade física do maciço rochoso quando submetidos a certas cargas e englobam 
planos originais de juntas, fraturas, diáclases, falhas, foliações ou xistosidades, acamamento 
e contatos litológicos não gradacionais. A resistência dos maciços rochosos é afetada pela 
freqüência e orientação de sistemas de descontinuidades ou fraturas. Por definição da ISRM 
(1978) a descontinuidade pode ser designada como qualquer plano ou superfície natural 
onde a resistência a tração é nula ou muito baixa. 
 
A grande importância das descontinuidades é que elas irão influenciar as propriedades 
geomecânicas dos maciços rochosos relativas à resistência, deformabilidade e 
permeabilidade. 
 
3.2.1 Características geométricas das descontinuidades 
 
As principais características das descontinuidades registradas durante um levantamento 
geológico-geotécnico são espaçamento, persistência, rugosidade, resistência das paredes, 
abertura, preenchimento e condições de fluxo (já descritas no item 2.14 desta tese). Além 
dessas pode-se citar: 
 
• Orientação: atitude da descontinuidade no espaço, descrita pela direção (strike) e 
pelo mergulho (dip) do plano. Mais freqüentemente utiliza-se como anotação da 
atitude o sistema americano compreendido pela direção ou rumo do mergulho (dip 
direction), seguida do ângulo de mergulho (dip) que compreende a linha de maior 
inclinação da descontinuidade em relação à horizontal (Figura 3.1). A orientação da 
descontinuidade é feita no campo através de bússola de geólogo e os resultados 
podem ser apresentados através de diagramas de freqüência ou projeção 
estereográfica. 
• Número de famílias: um conjunto de descontinuidades com a mesma orientação e 
origem caracteriza uma família e um conjunto de famílias define um sistema. O 
comportamento geomecânico do maciço rochoso é influenciado pelo número de 
famílias de descontinuidades, que por sua vez determina a extensão do maciço que 
pode se deformar sem envolver a ruptura da rocha intacta. 
• Tamanho de bloco: é determinado pela persistência da descontinuidade e pelo 
espaçamento, além do número de famílias e suas orientações. A persistência e as 
orientações irão definir o formato dos blocos rochosos que podem ser instáveis ou 
não. 
 25
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 3.1 - Esquema mostrando o vetor mergulho de uma descontinuidade 
(modificado de Magalhães e Cella, 1998). 
 
3.2.2 Critérios de resistência de descontinuidades 
 
Vários critérios de resistência (ruptura) para descontinuidades têm sido formulados nas 
últimas décadas, porém o primeiro entendimento sobre comportamento das 
descontinuidades de rochas foi estabelecido pelo Critério de Patton (1966) à respeito da 
influência da rugosidade na resistência das descontinuidades. Esse autor realizou ensaios de 
cisalhamento direto sobre amostras com descontinuidades artificiais e constatou que a 
resistência ao cisalhamento depende do ângulo de atrito do material e da inclinação das 
rugosidades e a envoltória foi definida por: 
 
τ = σ n tg(φ b + i)..............................................................................................................(3.2) 
 
 Onde: 
 
τ tensão cisalhante ao longo da descontinuidade 
σ n tensão normal no plano da descontinuidade 
φ b ângulo de atrito básico da superfície 
 i ângulo de inclinação da rugosidade 
 
Posteriormente Barton (1971) descreveu a resistência ao cisalhamento de juntas artificiais 
com base em dados experimentaise observou evidências físicas da influência das 
propriedades da superfície das juntas, através de resistência a compressão e rugosidades das 
paredes, no comportamento geomecânico. Com base em inúmeros estudos experimentais 
em juntas naturais e artificiais, chegou-se a uma equação empírica para a resistência ao 
cisalhamento das juntas, definida como critério de Barton e Bandis (1983), tal que: 
 
τ = ⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛ +⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛
b
n
n
JSCJRCtg φσσ log ............................................................................................................................. (3.3) 
 26
Onde: 
 
τ tensão cisalhante ao longo da descontinuidade (Figura 3.2) 
σ n tensão normal no plano da descontinuidade (Figura 3.2) 
φ b ângulo de atrito básico da superfície 
JSC resistência à compressão uniaxial da rocha na parede da descontinuidade 
JRC coeficiente de rugosidade da descontinuidade que varia no intervalo 0-20 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 3.2 - Envoltórias de ruptura de descontinuidades (modificado de Patton, 1966). 
 
O JRC também pode ser obtido através da fórmula abaixo proposta por Barton et al. (1985) 
e derivados a partir dos ensaios de rampa inclinada (tilt test), onde blocos de rochas 
interceptados por juntas são retirados do maciço rochoso e inclinados até que a parte 
superior do bloco deslize em relação à parte inferior. (Figura 3.3) 
 
O coeficiente de rugosidade da descontinuidade JRC pode ser obtido por comparação do 
perfil de rugosidades típicas apresentado por Barton e Choubey (1977), conforme mostrado 
na Figura 3.4, e varia de 0 para juntas lisas até 20 para juntas com alta rugosidade. 
 
⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛
−=
no
r
JSC
JRC
'log σ
φα
 ...................................................................................................................................................... (3.4) 
Onde: 
 
α ângulo no qual se dá o deslizamento do bloco superior 
σ ’no tensão normal no plano da descontinuidade 
JSC resistência à compressão uniaxial da rocha na parede da descontinuidade 
φ r ângulo de atrito residual 
 
 
 
 27
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 3.3 - Esquema dos ensaios de rampa inclinada: (a) simulação de uma 
descontinuidade deslizando em blocos retangulares; (b) testemunhos de sondagem sem 
polimento; (c) simulação de descontinuidade longitudinal em corpo de prova cilíndrico 
(modificado de Montoya, 2002). 
 
Como no tilt test esquematizado na Fig. 3.3(b), se obtém o ângulo de atrito básico do 
material (φ b) e em razão dos efeitos do intemperismo, foi proposta outra fórmula que 
utiliza o martelo de Schmidt para obter: 
 ( ) Rrbr 2020 +−= φφ ..................................................................................................................................................... (3.3) 
 
Onde: 
 
φ b ângulo de atrito básico obtido do tilt test (Figura 3.3) 
r é o “rebound” (índice obtido com o esclerômetro de Schmidt L) para juntas 
alteradas e saturadas; 
R é o “rebound” (idem) para juntas não alteradas e secas; 
0 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 28
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 3.4 - Perfis de rugosidade e os intervalos de valores de JRC 
(modificado de ISRM, 1981) 
 
Resultados experimentais comprovaram a dependência da escala nos valores de JRC e JCS. 
Barton et al. (1985) apresentaram uma formulação na qual correlacionam o índice de 
rugosidade e a resistência à compressão uniaxial da parede da descontinuidade obtidos em 
ensaios de laboratório com aqueles da descontinuidade in situ: 
 
oJRC
o
n
on L
LJRCJRC
02,0−
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡= ................................................................................................(3.6) 
 
oJRC
o
n
on L
LJCSJCS
03,0−
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡= ................................................................................................(3.7) 
 
Onde: 
 
JRCn coeficiente de rugosidade da descontinuidade in situ 
 29
JRCo coeficiente de rugosidade da descontinuidade no laboratório 
JCSn resistência à compressão uniaxial não confinada da rocha nas paredes da 
descontinuidade in situ 
JCSo resistência à compressão uniaxial não confinada da rocha nas paredes da 
 descontinuidade em laboratório 
Ln dimensão do corpo de prova considerado in situ, limitado ao espaçamento de juntas 
 transversais delimitando os blocos do maciço. 
Lo dimensão do corpo de prova considerado em laboratório 
 
3.3 DEFORMABILIDADE DE DESCONTINUIDADES 
 
Bandis et al. (1983), em função de ensaios cíclicos de compressão normal e ensaios de 
cisalhamento executados em amostras de descontinuidades alteradas e sem alteração, 
verificaram que existe um comportamento não linear da rigidez cisalhante e da normal. A 
rigidez normal de descontinuidades fechadas pode ser obtida pelas seguintes expressões: 
 
2
1 ⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛
+−= nnim
n
nin KV
KK σ
σ ..............................................................................................(3.8) 
 
⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛++−=
j
ni a
JCSJRCK 02,075,115,7 ...............................................................................(3.9) 
 
⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛ −= 1,02,0
5 JCS
JRCa Cj
σ
..............................................................................................(3.10) 
 
Onde: 
 
Kn rigidez normal da descontinuidade 
Kni rigidez normal inicial da descontinuidade 
aj abertura inicial da descontinuidade σ n tensão normal no plano da descontinuidade σ c resistência à compressão uniaxial da rocha 
JSC resistência à compressão uniaxial da rocha na parede da descontinuidade 
JRC coeficiente de rugosidade da descontinuidade que varia no intervalo de 0-20 
φ r ângulo de atrito residual 
Vm fechamento máximo da descontinuidade 
 
Já Barton Choubey (1977) propuseram para a rigidez cisalhante (Ks) a expressão: 
 
r
n
nS
JCSJRCtg
L
K φσσ +⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛= 10log100 .............................................................................(3.11) 
Onde: 
 
 30
L comprimento da descontinuidade para levar em conta o efeito do tamanho dos 
corpos de prova 
 
Barton et al. (1974) e Barton (1995) mencionam um método de obtenção de valores do 
ângulo de atrito das descontinuidades críticas em função da rugosidade e do estado de 
alteração das paredes da descontinuidade, tal que: 
 
⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛=
a
r
J
Jarctanφ ...............................................................................................................(3.12) 
 
Onde: 
 
φ ângulo de atrito da descontinuidade crítica do maciço rochoso 
Jr e Ja índices de rugosidade e de alteração do sistema de classificação Q (Barton, 1974) 
para as famílias de descontinuidades mais críticas 
 
De forma similar, os valores do ângulo de atrito são calculados com a coesão e o atrito 
combinados: 
 
⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛= σ
τφ arctan ................................................................................................................(3.13) 
 
Onde: 
 
τ tensão cisalhante 
σ tensão normal 
 
 
3.4 RESISTÊNCIA E DEFORMABILIDADE DE MACIÇOS ROCHOSOS 
 
O entendimento do comportamento provável de uma estrutura de engenharia escavada num 
maciço rochoso, dentro de um campo de tensões induzidas, requer o conhecimento das 
características de resistência e deformabilidade do maciço para o sucesso da obra. 
 
O maciço rochoso é considerado mais freqüentemente como um meio contínuo equivalente, 
tendo-se apresentado modelos empíricos ou semi-empíricos que consideram implicitamente 
as propriedades das descontinuidades envolvidas. Critérios empíricos de ruptura de maciçosrochosos fraturados têm sido apresentados por diversos autores, o mais clássico e 
conhecido é o critério de Mohr-Coulomb e o mais difundido é o de Hoek e Brown (1980). 
 
 
3.4.1 Critério de ruptura de Hoek e Brown 
 
Com base em resultados experimentais de uma série de ensaios sobre rochas publicados na 
literatura de mecânica das rochas, Hoek e Brown (1980) propuseram uma função 
 31
parabólica ou quadrática para a condição de ruptura, que pode também ser aplicada a 
rochas anisotrópicas e fraturadas (Figura 3.5). Esse critério se baseia na teoria de Griffith 
que considera a rocha como um material frágil e a envoltória de ruptura do maciço rochoso 
é não linear, segundo a seguinte equação: 
 
sm
ccc
++= σ
σ
σ
σ
σ
σ 331 ....................................................................................................(3.14) 
 
Onde: 
 
σ 1 tensão principal maior na ruptura σ 3 tensão principal menor na ruptura σ c resistência à compressão uniaxial na rocha intacta 
m e s constantes dependentes das propriedades do maciço rochoso 
 
Esse critério leva em consideração a resistência da rocha intacta e do maciço rochoso 
através das constantes m, s e σ c . 
 
O Parâmetro m possui: 
- altos valores de m (15 a 25) associados a rochas ígneas e metamórficas (frágeis); 
- baixos valores de m (3 a 5) associados a rochas carbonáticas mais dúcteis. 
 
O Parâmetro s possui: 
- valor máximo de s = 1, para rochas intactas que possuem resistência à tração finita; 
- valor mínimo de s = 0, para rochas muito fraturadas, para quais a resistência à 
tração 
- é nula e a coesão do maciço é zero quando a tensão efetiva é zero. 
 
Hoek e Brown (1980) propuseram que era possível relacionar as constantes m e s com o 
sistema de classificação RMR de Bieniawski e Hoek et al. (1992) propuseram expressões 
que correlacionam esses parâmetros, generalizando para maciços rochosos não perturbados 
e perturbados. 
 
Para os maciços rochosos não perturbados: 
 
⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛ −=
28
100exp RMRmm i ................................................................................................(3.15) 
 
⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛ −=
9
100exp RMRs ......................................................................................................(3.16) 
 
Para os maciços rochosos perturbados: 
⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛ −=
14
100exp RMRmm i ................................................................................................(3.17) 
 32
⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛ −=
6
100exp RMRs .....................................................................................................(3.18) 
 
Onde: 
 
mi valor de m para a rocha intacta 
 
Bieniawski (1976) apresentou a seguinte relação para calcular o parâmetro RMR a partir do 
parâmetro Q: 
 
44ln9 += QRMR ..........................................................................................................(3.19) 
 
Hoek et al. (1995) revisaram a formulação do critério de ruptura para: 
 
a
ccc
sm ⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛ ++= σ
σ
σ
σ
σ
σ '3'3'1 .................................................................................................(3.20) 
 
Onde: 
 
σ '1 tensão principal maior efetiva na ruptura σ ’3 tensão principal menor efetiva na ruptura σ c resistência à compressão uniaxial na rocha intacta 
a,m e s constantes dependentes das propriedades do maciço rochoso 
 
Foi introduzido por Hoek et al. (1995) o índice GSI (Geological Strength Index) para a 
determinação de parâmetros mecânicos do maciço rochoso, porém, não incluindo a 
orientação da escavação e das descontinuidades e os carregamentos externos (como nos 
sistemas de classificação RMR e Q), para não afetar duas vezes a resistência do maciço. 
 
O GSI foi definido como: 
 
44'log9 += QGSI ...........................................................................................................(3.21) 
 
Q’ é o valor de Q modificado, no qual se considera que a relação entre SRF e Jw é igual a 1, 
calculado pela fórmula: 
 
a
r
n J
J
J
RQDQ =' ..................................................................................................................(3.22) 
 
A constante mb também pode ser obtida a partir do GSI segundo a fórmula: 
 
⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛ −=
28
100exp GSImm ib ................................................................................................(3.23) 
 
 33
Já para as constantes s e a, que dependem do estado do maciço rochoso, tem-se: 
 
Para maciços rochosos não perturbados, ou GSI > 25: 
 
⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛ −=
9
100exp RMRs ......................................................................................................(3.24) 
 
 a = 0,5 
 
Para maciços rochosos perturbados, ou GSI < 25: 
 
s = 0 
 
200
65,0 GSIa += ................................................................................................................(3.25) 
 
3.4.2 Critério de ruptura de Mohr-Coulomb 
 
A maior parte dos programas computacionais de modelagem de mecânica das rochas tem 
implementado o critério de ruptura de Mohr-Coulomb e por isso torna-se importante 
estimar os valores dos parâmetros c e φ da envoltória linear de Mohr-Coulomb. 
 
Apesar de não existir uma relação direta entre os critérios de Hoek e Brown e de Mohr-
Coulomb, Hoek (1990) apresentou um método para obter os parâmetros c e φ do maciço 
rochoso a partir do critério de Hoek e Brown. No caso de estabilidade de taludes, um valor 
de σ’n é conhecido e são estimados a coesão (ci), o ângulo de atrito (φi), a resistência à 
compressão uniaxial (σcm) e a resistência a tração (σtm) do maciço rochoso. No caso de 
túneis, conhecido um valor de σ’3, calculam-se ci, φi, σcm, σtm do maciço rochoso. Quando 
não se conhecem σ’3 ou σ’n , calcula-se ci e φi partindo-se da hipótese de que a resistência 
a compressão uniaxial é a mesma nos dois critérios. 
 
Hoek et al. (1995) propuseram uma forma de estimar os parâmetros c’i, φ’i e σcm, utilizando 
as equações propostas por Balmer (1953), apud. Hoek et al. (1995): 
 
1'
'
''
''
1
1
31
3 +∂
∂
−+=
σσ
σσσσ n ..................................................................................................(3.26) 
 
( ) 313 '/''' σσσστ ∂∂−= n ..............................................................................................(3.27) 
 
Para GSI > 25 ou quando a = 0,5: 
 
( )313
1
''2
1
'
'
σσ
σ
σ
σ
−+=∂
∂ cbm .....................................................................................................(3.28) 
 34
 
 
 
Figura 3.5 - Representações gráficas do Critério de Hoek e Brown (Vargas Jr. et al., 1992 
apud Azevedo e Marques, 2002). 
 
 
 35
Para GSI < 25 ou quando s = 0: 
 
1
3
3
1
'
'
1
'
'
−
⎟⎟⎠
⎞
⎜⎜⎝
⎛+=∂
∂ a
c
a
bam σ
σ
σ
σ ................................................................................................(3.29) 
 
Os parâmetros c’ e φ’ podem ser obtidos através de uma análise de regressão linear com 
uma série de valores de σ’n e τ calculados com a variação de σ’3. Sabendo-se os valores de 
c’ e φ’, obtem-se a resistência à compressão uniaxial (σcm) e a resistência à tração (σtm) do 
maciço rochoso: 
 
i
ii
cm
c
φ
φσ
sen1
cos2
−= ..............................................................................................................(3.30) 
 
(( 22 4
2
1 smmitm +−= σσ ) ).............................................................................................(3.31) 
 
3.4.3 Deformabilidade de Maciços Rochosos 
 
Existem várias correlações entre o módulo de deformabilidade do maciço rochoso (Em) e os 
sistemas de classificações Q de Barton e RMR de Bieniawski, porém a de Serafim e Pereira 
(1983) tem se mostradoa mais aceita, sendo dada pela fórmula: 
 
40/)10(10 −= RMRmE ...........................................................................................................(3.32) 
 
Onde: 
 
Em módulo de deformabilidade elástica do maciço rochoso in situ (Gpa). 
 
Escrita em termos de GSI: 
 
40/)10(10 −= GSImE ............................................................................................................(3.33) 
 
Hoek (1997) propôs uma modificação da fórmula acima para rochas onde σci < 100 MPa: 
 
40/)10(10
100
−= GSIcimE σ ....................................................................................................(3.34) 
 
Grimstad e Barton (1993) apresentaram uma relação entre o Em e o índice Q, para valores 
de Q > 1: 
 
Em = 25 log Q..................................................................................................................(3.35) 
 
 
 36
4 PROJETO DE ESTRUTURAS EM MACIÇOS ROCHOSOS 
 
O projeto de sistemas de suporte em maciços rochosos tem como objetivo melhorar a 
estabilidade da estrutura escavada, como também manter a capacidade de sustentação do 
maciço rochoso próximo à superfície de escavação (Brady e Brown, 1993). 
 
Os métodos de projeto do sistema de sustentação ou suporte são divididos em três tipos: 
empíricos, analíticos e numéricos. Os métodos empíricos baseados em sistemas de 
classificação geomecânica são muito utilizados em engenharia de rochas e têm se mostrado 
como uma boa alternativa para o projeto de estruturas em maciços rochosos. 
 
Os métodos empíricos dependem muito da experiência de onde foram calibrados e da 
adaptação ao projeto em questão, pois são baseados em casos históricos seguros onde não 
ocorreu a ruptura do material rochoso. Alguns métodos empíricos têm um componente 
teórico que relaciona as leis de comportamento do maciço rochoso com os dados da 
experiência. 
 
4.1 CONDICIONANTES GEOLÓGICOS 
 
Segundo Francis e Rocha (1998) os fatores ou condicionantes geológicos exercem uma 
grande influência nos métodos construtivos e na estabilidade das escavações, considerando 
que o material de construção é o próprio maciço rochoso natural. 
 
As feições geológicas desempenham papel importante no custo e segurança dos 
empreendimentos que envolvem escavação e o adequado conhecimento dos condicionantes 
geológicos é imprescindível ao projeto de sistema de suporte, monitoramento e operação da 
estrutura. 
 
São diversos os condicionantes geológicos a serem avaliados durante a fase de projeto dos 
empreendimentos, onde se procura manter uma boa previsibilidade dos problemas 
associados ao tipo de geologia do local. Porém pode-se destacar: 
 
• Litologia: o bom conhecimento dos tipos litológicos presentes é de suma 
importância, devendo-se conhecer a composição mineralógica, a porosidade, 
permeabilidade das litologias, aspectos estes ligados à sua origem, grau 
metamórfico, tectônica e grau intempérico. Por exemplo, obras em terrenos 
calcários poderão ter problemas com a presença de cavidades de dissolução ou 
cavernas. 
 
• Perfis de alteração: perfis de alteração ou decomposição profundos e irregulares, 
presença de matacões em terrenos de tálus, vão exigir um trabalho de geologia de 
engenharia ainda mais criterioso e detalhado para a correta previsão de 
comportamento dos materiais encontrados. 
 
 
 37
• Fraturas, falhas e zonas de cisalhamento: estas estruturas geológicas 
condicionam as superfícies de ruptura, interferem na distribuição e percolação da 
água do lençol freático e afetam os desmontes com explosivos. As principais 
dificuldades a serem enfrentadas dependem da espessura e natureza do material 
cisalhado ou de preenchimento das falhas, do grau de alteração, da atitude da zona 
cisalhada e sua orientação em relação à frente de escavação, da pressão e quantidade 
de água armazenada na caixa de falha. 
 
• Estratificação, xistosidade e dobramentos: é importante reconhecer a forma e a 
distribuição dos estratos e da xistosidade, além do contorno das escavações 
projetadas. Comparados com o fraturamento dos maciços não estratificados, os 
planos de estratificação e xistosidade acusam maior persistência e planaridade, e são 
portanto mais condicionantes do equilíbrio e estabilidade das escavações.As dobras 
podem ter grande importância no direcionamento do campo de tensão e no valor da 
tensão, normalmente com maiores concentrações nos ápices as dobras. 
 
• Água: acumulações d’água em subsuperfície em interstícios, vazios, fraturas 
abertas, zonas de cisalhamento, falhas e bolsões cársticos podem ser bruscamente 
drenados pelas frentes de ataque quando interceptadas durante as escavações. 
 
• Veios, diques e intercalações: geralmente acusam contatos bruscos e 
intemperizados, com reduzida resistência ao cisalhamento, associados às vezes a 
minerais argilosos expansivos e muito plásticos. Dependendo da atitude relativa do 
corpo tabular, podem indicar instabilidades a médio e longo prazos, principalmente 
em contato com água. 
 
O sucesso das obras de escavação passa pela exatidão das investigações geológicas e 
geotécnicas e pelo bom conhecimento da geologia da área em questão. Além das 
características físico-químicas dos materiais a serem escavados, torna-se necessário 
também o conhecimento das características geomecânicas para a boa adequação das 
estruturas de suporte projetadas e a perfeita interação maciço rochoso – estrutura. 
 
Os principais métodos de investigação geológica utilizados são: 
 
• Levantamentos de campo através de mapeamentos geológico-geotécnicos de 
detalhe, incluindo uma boa fotointerpretação através de fotografias aéreas e imagens 
de satélites (quando disponíveis); 
 
• Sondagens mecânicas: rotativas, mistas, rotopercussivas e à percussão; 
 
• Poços de investigação e inspeção, trincheiras e sondagens à trado, com retiradas 
de amostras deformadas e blocos inderformados para ensaios de laboratório; 
 
• Ensaios geotécnicos in situ do tipo deep-soudering, vane-test, pressiométricos; 
 
• Ensaios de permeabilidade in situ, piezômetros, testes de bombeamento; 
 38
 
• Investigações geofísicas: métodos sísmicos, eletromagnéticos, métodos elétricos e 
gravimétricos. 
 
O bom conhecimento prévio das condições geológicas do local de implantação das obras de 
escavação é fundamental para a diminuição da imprevisibilidade e surpresas de origem 
geológica. 
 
4.2 TRATAMENTO DE MACIÇOS NATURAIS 
 
Para a melhoria ou reforço das características originais de maciços naturais torna-se 
necessário o emprego de diversas técnicas ou processos conhecidos como tratamento de 
maciços. Esses tratamentos correspondem à adoção de procedimentos que modificam 
determinadas características ou propriedades dos maciços geológicos, de maneira a adequá-
los às solicitações impostas por uma obra de engenharia, garantindo sua estabilidade 
(Dobereiner e Vaz, 1998). A seleção do tipo de tratamento mais adequado depende do 
benefício obtido, avaliado por meio do incremento na segurança da obra e do custo da 
solução escolhida. 
 
4.2.1 Sistemas de suporte em maciços rochosos 
 
A utilização de sistemas de suporte em obras de engenharia destina-se a conter 
deformações e deslocamentos do maciço ou para recompor o confinamento perdido pela 
escavação, obtendo-se a melhoria de suas características de resistência. São ainda utilizados 
para introduzir um confinamento suplementar, quando a solicitação imposta pela obra 
ultrapassa a capacidade de auto-suporte do maciço (Dobereiner e Vaz, 1998). 
 
Sistema de suporte em rocha é um termo utilizado para descrever os processos e materiais 
utilizados para melhorar a estabilidade e manter a capacidade de sustentação do maciço 
rochoso próximo à superfície de escavação (Brady e Brown, 1993). 
 
Os sistemas de suporte podem ser ativos ou passivos, internosou externos à superfície de 
escavação (Figura 4.1). 
 
• Suporte Externo Passivo: controla a instabilidade do maciço na superfície de 
escavação, atuando contra a deformação de instabilidade do maciço através de uma 
força distribuída na superfície de escavação. Neste tipo de suporte pode-se citar: 
concreto projetado com e sem fibra de aço, concreto moldado in-loco, cambotas 
metálicas e segmentos de concreto pré-moldado. 
 
• Suporte Interno Passivo: sistema de suporte que melhora a capacidade de auto 
sustentação, sendo mobilizado com as deformações internas do maciço rochoso. 
Não oferece tensão de compressão, só trabalha mediante a solicitação de 
instabilidade do maciço interno e sua função pode ser representada como uma 
melhora da capacidade de resistência do maciço. Como exemplo desse tipo de 
 39
suporte tem-se os chumbadores de barras de aço com calda de cimento ou resina, 
além dos cabos com calda de cimento. 
 
• Suporte Interno Ativo: Suporte linear interno ao maciço, que está ancorado em 
dois extremos pontuais, oferecendo ao maciço uma tensão de compressão entre os 
dois pontos ancorados. Esse sistema sempre é tensionado na face de instalação, 
oferecendo uma força de compressão ao maciço. Nesse tipo de suporte pode-se citar 
os tirantes ancorados de forma mecânica, tirantes injetados com calda de cimento ou 
resina e cabos, sendo todos protendidos. 
 
O suporte externo controla principalmente a instabilidade da superfície de escavação e o 
suporte interno controla a instabilidade do maciço ao redor da escavação. Os sistemas 
ativos são formados por um tirante que é o elemento resistente (barra de aço ou cabo), a 
ancoragem na ponta de frente (resina) e a cabeça de ancoragem (placa e parafuso de 
protensão). No sistema passivo têm-se um elemento longitudinal resistente que é colocado 
no furo e injetado, com calda de cimento ou resina, não são tencionados e só são 
mobilizados pelos deslocamentos do maciço rochoso. Só devem ser instalados antes de 
ocorrerem grandes deslocamentos no maciço rochoso, ou seja, logo após a detonação e 
próximo à frente de escavação. 
 
 
Figura 4.1 - Classificação dos sistemas de suporte considerando o modelo estrutural das 
forças e reforços aplicados ao maciço rochoso. 
 
SISTEMA DE SUPORTE 
Trabalha como controle de 
instabilidade 
Suporte Externo Suporte Interno 
Passivo Ativo 
Gera forças de reação e 
confinamento 
Representado como forças 
distribuídas na superfície 
da escavação 
Gera acréscimo na 
resistência do maciço 
Representado como a 
melhoria da coesão do 
maciço rochoso 
Gera tensão de compressão 
e confinamento 
Representado como duas 
cargas de compressão 
opostas 
Passivo ou Reforço 
 40
Lang (1961), apud Hoek et al. (1995), criou um modelo para demonstrar a efetividade de 
um sistema de tirantes através de uma placa de rocha muito fraturada simulada com 
cascalho anguloso de 30 mm de diâmetro, com tirantes miniatura de 7 mm de diâmetro, 
espaçados de 100 x 100 mm. O modelo possuía 1,2 x 1,2 m de área e altura de 200 mm, 
conforme mostrado na Figura 4.2. Esse modelo demonstrou capacidade de auto-sustentação 
proporcionada pelos tirantes bem dimensionados e espaçados, como também uma 
considerável capacidade de carregamento. 
 
 
 
200 mm
100 mm
 
Figura 4.2 - Seção de cascalho atirantado do modelo de Lang (modificado 
de Hoek et al., 1995) 
 
Com esse experimento Lang (1961) propôs algumas regras empíricas para a conferência do 
comprimento e espaçamento de um sistema de tirantes. 
 
O comprimento mínimo do tirante deve ser maior que: 
 
• Duas vezes o espaçamento entre tirantes; 
• Três vezes a largura do bloco crítico e instável, que é a média do espaçamento entre as 
descontinuidades do maciço rochoso. 
• Para vãos menores que 6 m, o comprimento do tirante será a metade do vão. Para vãos 
de 18 a 30 m, o comprimento do tirante será de ¼ do vão. Para escavações maiores que 
18 m de altura, os tirantes das paredes terão um comprimento mínimo de 1/5 da altura 
da parede. 
 
O espaçamento máximo dos tirantes deverá ser menor que: 
• A metade do comprimento do tirante; 
• Uma vez e meia da largura do bloco crítico e instável, que é a média do espaçamento 
entre as descontinuidades do maciço rochoso. 
• Quando o reforço de malha de aço é usado, espaçamentos dos tirantes maiores que 2 m 
tornam-se difíceis devido a fixação da malha (mas não impossível). 
 
O Modelo de Lang (1961) fornece o conceito do arco de auto-sustentação proporcionado 
pelo bom dimensionamento dos tirantes que mantêm os blocos individuais de um maciço 
fraturado bem travados e estáveis. As áreas limitadas na Figura 4.3 representam a zona de 
compressão que é gerada pelo tirante e os triângulos pequenos formados entre as cabeças de 
ancoragem não estão travados e precisarão de um tratamento adicional de malha de aço 
(tela) ou concreto projetado na superfície final da escavação para a sua sustentação. 
 
 41
 
 
Figura 4.3 - Arco de auto-sustentação proporcionado pelos tirantes, do modelo de Lang 
(modificado de Hoek et al., 1995). 
 
Os sistemas de suporte externos são sempre passivos (concreto projetado e cambotas 
metálicas), são elementos estruturais instalados ao redor da superfície de escavação e 
oferecem forças distribuídas de confinamento ao maciço rochoso circunvizinho à 
escavação. 
 
Rabcewicz (1969, apud Assis, 2001) foi um dos responsáveis pela introdução do uso do 
concreto projetado como suporte de túneis pelo método de escavação de túneis NATM 
(New Austrian Tunneling Method). Nesse método o maciço rochoso é o principal elemento 
estrutural e, portanto deve ter sua qualidade preservada, além disso, o maciço deve 
deformar-se para redistribuir tensões, mobilizar o efeito de arco e assim levar a uma carga 
de suporte menor. O efeito de arco consiste na mobilização da capacidade de carga do 
maciço através de uma redistribuição de tensões atuantes na região adjacente à escavação 
pelo incremento das tensões cisalhantes aproveitando a sua capacidade de auto-suporte. Tal 
redistribuição é conseqüência de deformações resultantes da abertura da escavação. 
 
Concreto projetado é o nome genérico para o mistura formada por cimento, areia, agregado 
fino e água, que é aplicada pneumaticamente, e compactada dinamicamente a grandes 
velocidades. Ele pode ser projetado a seco ou úmido. 
 
No concreto projetado a seco, os componentes se misturam e logo se aplica um pré-
umedecimento para reduzir o pó. Esta mistura é colocada na máquina de bombeamento a 
seco com agitação contínua e ar sob pressão é introduzido pelo cilindro rotatório para 
transportar o material em forma contínua através da mangueira de expulsão. A água é 
introduzida à mistura apenas no bico injetor. 
 
No caso do concreto projetado por via úmida os componentes são misturados com água 
num caminhão misturador (betoneira) para depois ser lançado no sistema de bombeamento 
hidráulico, que bombeia a mistura até o bico injetor, onde se introduz o ar para projetar o 
material sobre a superfície da rocha. 
 
 42
Já o reforço com fibras de aço foi introduzido no ano 1970, tendo conseguido muita 
aceitação até substituir o reforço de malha de aço. A função maior do reforço com fibra de 
aço é oferecer ao concreto projetado maior ductilidade e menor possibilidade de ruptura 
frágil. A distribuição não uniforme das deformações de grande magnitude pode 
sobrecarregar e levar a ruptura o sistema de suporte, a menos que o sistema tenha suficiente 
ductilidade para acomodar as deformações e redistribuir o carregamento uniformemente, 
como também reduz o índice de reflexão. 
 
O concreto projetado deve ser aplicado no menor intervalo de tempo possível após a 
escavação do maciço, pois uma vez escavados permanecem por um tempo variável, que 
depende das característicasde cada maciço, sem sofrer deformações excessivas, conhecido 
como tempo de auto-sustentação ou de auto-suporte. O concreto projetado, relativamente 
plástico, até três ou quatro dias após a aplicação, possibilita a deformação controlada do 
maciço, geralmente de pequena magnitude, evitando a perda de coesão e mantendo a 
articulação entre os blocos do maciço. 
 
A malha de aço é instalada em casos de sustentação de blocos superficiais que estão prestes 
a se soltar, sendo este sistema mais utilizado para segurança dos trabalhadores. A malha de 
aço é utilizada junto com o sistema de auto-sustentação de Lang, (1961), onde os blocos 
que ficam entre os tirantes e na superfície da escavação estão sem confinamento e, portanto, 
a malha instalada entre os tirantes sustenta os blocos superficiais. O concreto projetado 
pode ser reforçado também com malha de aço (tela) naqueles casos onde o maciço é muito 
fraturado e por isso a aderência do concreto projetado com fibra de aço se torna mais 
difícil. 
 
As cambotas metálicas são utilizados quando se precisa de elementos com alta capacidade 
de carregamento em túneis. Existe uma grande variedade de seções possíveis neste tipo de 
suporte. Quando o maciço é fraturado, pode-se precisar de malha de aço entre cada 
cambota, ou placas de madeira ou aço (Brady & Brown, 1994). As cambotas metálicas são 
também muito utilizadas em túneis escavados em rochas brandas com intuito de acomodar 
grandes deformações, o que é feito com cambotas que tem elementos que permite 
deslocamento relativo entre eles. 
 
4.3 MÉTODOS EMPÍRICOS DE DIMENSIONAMENTO DE SUPORTES 
 
Nesse item serão descritos os dois principais métodos empíricos para dimensionamento do 
sistema de suporte mais adequados para escavações em rocha, propostos por Bieniawski e 
Barton. 
 
4.3.1 Método pelo Sistema de Classificação RMR 
 
Bieniawski (1989) definiu na sua classificação uma série de guias de escolha do suporte 
para túneis em rocha conforme o valor do índice RMR (Rock Mass Rating), a qual foi 
desenvolvida para túneis cuja geometria era em forma de ferradura, escavados a fogo, em 
maciços sujeitos a tensão vertical em torno de 25 MPa (profundidade aproximada de 900 
metros). A Tabela 4.1, mostrada a seguir, apresenta as recomendações de suporte para as 
diferentes classes do maciço definidas na Tabela 2.8. O sistema RMR permite considerar o 
 43
tempo de auto-sustentação das escavações (Figura 4.4), ou seja, o tempo máximo que a 
escavação pode ficar sem suporte. O tempo de auto-sustentação é obtido da relação entre o 
RMR e o vão do teto. 
 
Tabela 4.1 - Guia para escavação e definição de sistema de suporte para túneis com 10 
metros de largura de acordo com o sistema RMR (modificado de Bieniawski, 1989). 
 
 
TIPO DE 
MACIÇO 
ROCHOSO 
MÉTODO 
 DE 
ESCAVAÇÃO 
TIRANTES 
(diâmetro de 20 
mm, com calda de 
cimento) 
CONCRETO 
 
PROJETADO 
CAMBOTAS 
 
METÁLICAS 
I 
RMR: 81-100 
 
Face completa. 
Avanço de 3 m. 
Geralmente não precisa suporte exceto tirantes localizados 
curtos 
II 
 
RMR: 61-80 
Face completa. 
Avanço de 1 a 1,5 
m suporte pronto a 
20 m da face. 
Tirantes 
localizados no teto 
de 3 m de 
comprimento e 
espaçados 2,5 m, 
malha de aço 
opcional. 
Espessura de 50 
mm no teto, onde 
necessitar. 
Nulo 
III 
 
RMR: 41-60 
Frente de 
escavação em 
bancadas (berma) 
1,5 a 3 m de 
avanço na calota. 
Instalação do 
suporte após cada 
escavação a fogo. 
Suporte pronto a 10 
m da face. 
Tirantes espaçados 
1,5 a 2 m, de 4 m 
de comprimento, 
no teto e paredes, 
com malha de aço 
no teto. 
Espessura de 50 a 
100 mm no teto e 
30 mm nas paredes 
Nulo 
IV 
 
RMR: 21-41 
Frente de 
escavações em 
camadas. 
Avanço da calota 
de 1 a 1,5 m. 
Instalação do 
suporte paralelo 
com a escavação, a 
10 m da frente. 
Tirantes espaçados 
1 a 1,5 m, de 4 a 5 
m de comprimento, 
teto e paredes, com 
malha de aço 
Espessura de 100 a 
150 mm no teto e 
100 mm nas 
paredes. 
Cambotas 
metálicas leves a 
médias, espaçadas 
de 1,5 m, onde 
precisar. 
V 
 
RMR: < 20 
Múltiplas frentes. 
Avanço da calota 
de 0,5 a 1,5 m. 
Instalação do 
suporte paralelo 
com a escavação. 
Concreto projetado 
logo que possível 
após a escavação 
fogo. 
Tirantes espaçados 
1 a 1,5 m, de 5 a 6 
m de comprimento 
em teto e paredes 
com malha de aço, 
atirantado 
invertido. 
Espessura de 150 a 
200 mm no teto e 
150 mm nas 
paredes, e 50 mm 
na face. 
Cambotas 
metálicas médias a 
pesadas, espaçadas 
de 0,75 m, com 
aduelas de aço. 
Arco invertido. 
 
 
 44
 
4.3.2 Método pelo Sistema de Classificação Q 
 
Com o objetivo de encontrar uma relação entre o índice Q, a estabilidade da escavação e o 
sistema de suporte necessário, Barton et al. (1974) definiram um parâmetro adicional 
chamado de dimensão equivalente da escavação. Essa dimensão equivalente (De), que é 
função tanto do tamanho como do propósito da escavação, é obtida dividindo a dimensão 
da escavação (o diâmetro ou a altura das paredes da escavação) pelo ESR (Excavation 
Suport Ratio) que significa o índice de suporte do tipo de escavação (Equação 2.3). 
 
De = [Dimensão da escavação, diâmetro ou altura (m)] / (ESR) 
 
O Valor do índice de suporte do tipo de escavação (ESR) está relacionado com o uso da 
escavação e o grau de segurança necessário no sistema de suporte para manter a estrutura 
escavada estável. Barton (1974) sugeriu os valores de ESR mostrados na tabela abaixo. 
 
Tabela 4.2 - Índice de suporte do tipo de escavação (ESR) apropriado para vários tipos de 
estruturas escavadas subterrâneas (modificado de Barton, 1974) 
 
TIPO DE ESCAVAÇÃO ESR Casos 
A Escavações temporárias em minas 3-5 2 
B Poços verticais (shaft): 
Seção circular 
Seção retangular ou quadrada 
 
2,5 
2,0 
 
C Escavações permanentes em minas, túneis com fluxo de água 
(excluindo túneis de adução a alta pressão), túneis piloto, túneis de 
ligação de poços e frentes de avanço de grande porte. 
1,6 83 
D Cavernas de estocagem, plantas de tratamento de água, pequenas 
auto-estradas e linhas ferroviárias subterrâneas, acesso a cavernas 
confinadas e túneis de acesso em geral. 
1,31 25 
E Usinas hidrelétricas, grandes auto pistas e linhas ferroviárias 
subterrâneas, cavernas de segurança, portais e interseções. 
1,0 73 
F Estações nucleares subterrâneas, estações ferroviárias subterrâneas e 
fábricas. 
0,8 2 
 
 
A dimensão equivalente (De) plotada contra o valor de Q, determina as categorias de 
suporte necessárias definidas por Barton et al., 1974 e que foi atualizado por Grimstad e 
Barton em 1993 (Barton, 1995), refletindo o uso crescente e constante do concreto 
projetado com reforço de fibras de aço (CPRF), como suporte para escavações subterrâneas 
e a céu aberto. A Figura 2.2 mostra essa relação entre o Q e o De. 
 
O comprimento (L) do tirante pode ser estimado pelo vão da escavação (B) e o índice de 
suporte do tipo de escavação (ESR), como proposto por Barton (1974): 
 
 45
L
B
ESR
= +2 0 15, ...................................................................................................................(4.1) 
 
O máximo vão auto-sustentável (MVA) é estimado por: 
 
MVA = 2ESR.Q0.4 ...........................................................................................................(4.2) 
 
Baseado em casos registrados, Grimstad e Barton (1993) sugerem uma relação entre o valor 
de Q e a pressão permanente de suporte no teto (P roof) como: 
 
P
JnQ
Jrroof
=
−2
3
1 3
.............................................................................................................(4.3) 
 
Para adequar essa formulação, proposta por Grimstad e Barton (1993), às unidades do 
sistema internacional:P roof = 200/ JrQ1/3 ………………………………………………………………………(4.4) 
 
Onde: 
 
P roof pressão de suporte permanente no teto da escavação (KPa) 
 
Figura 4.4 - Tempo de auto-sustentação em função do vão e do RMR 
(modificado de Bieniawski, 1989) 
 46
4.4 ESTADO DE TENSÕES “IN SITU” 
 
No local onde se executa uma escavação subterrânea já existe no maciço rochoso um tensor 
de tensões naturais, imposto pela história geológica desse maciço rochoso. As escavações 
irão provocar descompressões no maciço rochoso envolvente, ocasionando assim um 
estado de tensões induzidas diferente das tensões pré-existentes. A origem destas tensões é 
devido ao peso das camadas de rocha desde a superfície do terreno natural até o ponto em 
consideração no interior do maciço, como também às forças tectônicas às quais o local foi 
submetido. Geralmente, o peso da rocha é responsável pela tensão vertical e as forças 
tectônicas pelas tensões horizontais. 
 
A tensão vertical é comumente assumida como a pressão geostática, segundo: 
 
σv = Σ γ.Δz........................................................................................................................(4.5) 
 
Onde: 
 
γ peso específico da camada 
Δz espessura da camada 
 
Esta expressão geralmente apresenta bons resultados quando comparada com as medições 
de campo. As maiores discrepâncias ocorrem em regiões com dobras tectônicas devido à 
concentração ou alívio de tensões devido ao efeito de arco das dobras. 
 
Hoek e Brown (1978) ao analisar 120 resultados de medições de tensões virgens realizadas 
em diferentes pontos da Terra e nos mais variados tipos litológicos concluíram que é 
possível simplificar a equação acima propuseram que: 
 
σv = 0,027. z (Mpa)...........................................................................................................(4.6) 
 
O peso específico médio da maioria das rochas é de 27 KN/m3 (Hoek e Brown, 1978). 
 
Já as tensões horizontais são normalmente expressas em função da tensão vertical e do 
coeficiente de relação entre tensões (K): 
 
K = σh / σv .......................................................................................................................(4.7) 
 
 
Onde: 
 
K coeficiente de relação entre tensões 
σh tensão horizontal 
σv tensão vertical 
 
Existem na literatura algumas expressões com intuito de estimar K (Assis, 2001), podendo-
se destacar: 
 47
• Teoria da Elasticidade: 
 
K = ν / (1 - ν)..................................................................................................................(4.8) 
Onde: 
ν coeficiente de Poisson 
• Fórmula de Shorey (apud Hoek et al.,1995) 
K = 0,25 + 7E (0,001 + 1/z)..............................................................................................(4.9) 
 
Essas fórmulas servem como diretrizes preliminares para a estimativa dos valores do 
coeficiente de relação entre tensões (K). 
 
Os fatores que mais afetam o valor de K são: 
 
• Superfície topográfica: se a superfície do terreno é irregular tendendo a um vale, as 
componentes de tensão horizontal mostram-se elevadas em relação às tensões verticais 
no fundo do vale. 
 
• Zonas de soerguimento de placas tectônicas: o alívio das tensões verticais eleva o valor 
de K. 
 
• Tectonismo (dobras, falhas, orogênese): estruturas tectônicas podem levar a 
concentração ou alívio de tensões. 
 
• Intrusões magmáticas em maciços rochosos: causam influência nos estados de tensão 
nas rochas encaixantes vizinhas. 
 
 
• Erosão ou deglaciação: acarretam diminuição do peso da cobertura rochosa alterando o 
estado de tensão preexistente. 
 
Como mencionado anteriormente, o estado de tensão natural das rochas, ou tensões 
preexistentes, é perturbado pelas escavações para implantação das obras de engenharia do 
tipo túneis, galerias, poços, taludes ou fundações. O desenvolvimento dessas obras induzirá 
uma redistribuição das tensões nas rochas nos arredores das cavidades escavadas. 
 
Essa redistribuição das tensões levará a deformações de várias magnitudes que implicarão 
rupturas gradativas (embarrigamento da superfície escavada, desplacamento de paredes e 
teto de túneis e galerias, desmoronamento de paredes de poços) ou rupturas bruscas 
(explosão de rochas em cavidades). 
 
 
 
 48
4.5 ANÁLISE CINEMÁTICA DE TALUDES EM ROCHA 
 
Em obras de engenharia torna-se necessário a análise de estabilidade dos taludes de corte 
em rocha. A instabilidade dos taludes resulta da atitude (direção e mergulho) desfavorável e 
crítica do mesmo e da distribuição espacial e freqüência das várias descontinuidades 
presentes na rocha em questão. Também as características físicas do maciço rochoso, a 
presença de zonas de cisalhamento (zonas de fraqueza), o mecanismo de ruptura da rocha e 
o efeito da água afetam as estruturas escavadas em rocha. 
 
A análise cinemática de taludes em rocha refere-se à possibilidade de movimentação dos 
corpos rochosos sem fazer, entretanto, referência às forças que causam o movimento. A 
escavação dos taludes modifica uma condição inicial de estabilidade, muito embora os 
maciços rochosos já contem planos de fraqueza, porém, sem liberdade de movimentação. A 
estabilidade dos taludes será analisada tendo-se por base as atitudes dos planos de fraqueza 
(xistosidade, fraturas, zonas de cisalhamento) em relação à atitude do próprio talude em 
questão, levando-se em consideração, ainda, o ângulo de atrito ou de fricção atuante ao 
longo dos planos de descontinuidade. 
 
Torna-se necessário a identificação dos modos potenciais de escorregamento para a análise 
de estabilidade e entendimento do comportamento dos taludes. De um modo geral, as 
instabilizações em taludes rochosos podem ser classificadas em quatro tipos principais 
(segundo Hoek e Bray, 1981): escorregamentos planares, escorregamentos em cunha, 
tombamentos de blocos e escorregamentos rotacionais ou curvilineares, sendo estes últimos 
freqüentes em rochas muito decompostas ou solos. 
 
As Figuras 4.5 a 4.10 mostram os quatro tipos de rupturas encontradas com maior 
freqüência em maciços rochosos naturais, como também as representações estereográficas 
das condições estruturais do maciço, susceptíveis de fornecer os tipos de ruptura para cada 
caso. É importante na elaboração da análise sempre considerar o plano que representa o 
talude, já que a ruptura somente poderá ocorrer como conseqüência do movimento em 
direção à face livre do mesmo. Além disso, a identificação das estruturas que representam 
os planos potenciais de ruptura auxilia no entendimento do mecanismo de ruptura. 
 
4.5.1 Tratamento dos dados estruturais 
 
Os dados estruturais para a análise da estabilidade de maciços rochosos levam em 
consideração estruturas planares tais como xistosidade, acamamento, fraturas e zonas de 
cisalhamento. Utiliza-se como ferramenta na análise dos deslizamentos de taludes a 
projeção estereográfica, que permite a representação dos dados estruturais e sua 
visualização espacial. 
 
A projeção estereográfica de estruturas planares é feita através do diagrama de igual área, 
também denominado de diagrama de Schimidt-Lambert, sendo comum na geologia de 
engenharia a utilização do hemisfério inferior para lançar os dados estruturais colhidos no 
campo. As direções predominantes de famílias e as curvas de concentração de pólos podem 
ser automatizadas através de programas computacionais como o DIPS (desenvolvido pela 
Universidade de Toronto, Canadá). Esse programa pode ser usado não só para a análise e 
 49
representação das famílias de descontinuidades como também para a análise ciclográfica de 
comportamento quanto à estabilidade do talude. Quando se obtém um grande número de 
orientações de atitudes (colhidos no campo com bússola de geólogo) aumenta-se a 
confiabilidade na análise executada. 
 
O que o programa fazé a representação dos planos através de seus pólos, contando-se 90 
graus a partir do grande círculo, em direção ao centro do diagrama. Os planos são 
representados pelo rumo de mergulho, sendo esse a linha de máxima inclinação do plano, 
perpendicular a direção do mesmo. Esta é uma forma bastante adequada de representação 
de dados planares, especialmente para o estudo de estabilidade de taludes, pois tem a 
vantagem de permitir a imediata visualização da direção e do sentido de movimentação ao 
longo do plano potencial de escorregamento. 
 
Quando se dispõe de uma grande quantidade de atitudes plotadas é conveniente traçar as 
curvas de isoconcentração de pólos (rumos de mergulho), podendo-se definir os valores 
médios das descontinuidades, encontrando-se as concentrações mais altas dentro dos 
estereogramas. No caso de uma maior dispersão de dados, como é o caso das fraturas, 
determina-se a atitude média de cada conjunto, definindo-se assim as famílias de fraturas. 
 
As análises feitas com base em estereogramas possuem caráter semiquantitativo, 
adimensional e ignoram os efeitos da água no subsolo, a coesão e a altura dos taludes. Por 
outro lado, é possível incorporar nos estudos parâmetros importantes como o ângulo de 
atrito de descontinuidades e a atitude dos taludes (Hasui e Mioto, 1992). 
 
 
4.5.2 Escorregamento segundo estruturas planares 
 
Os escorregamentos planares envolvem o deslocamento de massas rochosas ao longo de 
uma ou mais superfícies subparalelas, como planos de falha, acamamento, foliação, 
xistosidade ou juntas (Figura 4.5). As dimensões das estruturas planares podem variar 
desde descontinuidades de pequena persistência, que controlam deslizamentos de blocos de 
dezenas de metros cúbicos, a grandes descontinuidades que levam a deslizamentos de 
milhares de metros cúbicos de rocha. 
 
Segundo Hoek e Bray (1981) as condições preliminares necessárias para a ocorrência dos 
escorregamentos planares são: 
 
• A direção do plano de deslizamento deve ser praticamente paralela à direção da face 
do talude, com uma diferença máxima de 20 graus em relação ao rumo do mergulho 
da face do talude. 
• Em condições drenadas, o ângulo de mergulho do plano de deslizamento deve ser 
maior que o ângulo de atrito daquele plano. 
• O plano de deslizamento deverá aflorar na face do talude, ou seja, o ângulo de 
mergulho da descontinuidade deve ser menor que o ângulo de inclinação da face do 
talude. 
 50
• Devem existir outros planos de descontinuidades perpendiculares à face do talude, 
com resistência desprezível, que levam a formação de um bloco distinto junto com a 
descontinuidade principal, permitindo seu livre escorregamento. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Onde: 
Fenda de tração 
Superfície de ruptura 
Pressão de água 
H
Z
ψ ψc
Zw
 
ψ Mergulho da face do talude 
ψc Mergulho da cunha formada pelo plano de deslizamento 
Z Profundidade da fenda de tração 
ZW Profundidade da água na fenda de tração 
H Altura total do talude 
 
 
Figura 4.5 - Geometria de uma ruptura por escorregamento segundo estruturas planares 
(modificado de Hoek e Bray, 1981). 
 
A presença de água subterrânea nos planos de descontinuidades, ou nas fendas de tração em 
blocos rochosos, pode afetar a estabilidade do maciço rochoso. A água nos planos de 
deslizamento reduz a resistência ao cisalhamento ainda disponível, enquanto a água 
acumulada nas fendas de tração aumenta as forças mobilizantes do escorregamento. Além 
disso, a água auxilia no processo de intemperismo, levando a uma progressiva perda da 
resistência do material. Onde existir possibilidade de ocorrência de deslizamentos planares, 
é importante controlar as águas subterrânea e superficial. 
 
Os dados a respeito da orientação do talude e ângulo de atrito interno das superfícies de 
descontinuidades podem ser representados na rede de Schmidt (Figuras 4.6 e 4.7). Quando 
combinados com o estereograma de dados estruturais (representados por pólos), poderão 
ser verificadas se as condições para a ocorrência de ruptura planar serão ou não satisfeitas. 
O programa computacional DIPS ao traçar parte do círculo que representa o cone de atrito e 
 51
parte do plano da superfície livre do talude de corte, estará definindo a área ou zona de 
risco de instabilidade para os planos representados através de seus pólos. 
 
 
 
Figura 4.6 - Estereograma da ruptura planar. A área sombreada mostra as direções de 
deslizamento ao longo da vertente (talude) representada (modificado de Fiori e Carmignani, 
2002). 
 
 
 
Figura 4.7 - Ruptura Planar, representação no estereograma através do pólo do plano. A 
zona sombreada mostra a zona de instabilidade do talude ou vertente (modificado de Fiori e 
Carmignani, 2002). 
 
4.5.3 Escorregamento em cunha 
 
Para o caso de escorregamentos de cunhas (Hoek e Bray, 1981), considera-se superfícies de 
pelo menos dois conjuntos de planos que se intersectam, sendo a inclinação das superfícies 
de deslizamento definida pela geometria da cunha (Figuras 4.8 e 4.9). Para que ocorra o 
escorregamento da cunha é necessário que a linha de interseção, que representa a direção 
do deslizamento, aflore na superfície livre do talude em um ângulo de inclinação superior 
ao ângulo de atrito interno. 
 
 
 
 
 52
Para o deslizamento em cunha as seguintes condições devem ser observadas: 
 
• Haverá o escorregamento ao longo da linha de interseção se sua inclinação (plunge) 
for menor que o ângulo de inclinação aparente da face do talude (Regra de 
Markland). 
• As superfícies de deslizamento deverão intersectar ou aflorar no talude. 
• A linha de interseção dos dois planos de deslizamento deverá aflorar no talude. 
• O caimento da linha de interseção deverá ser maior que o ângulo de atrito dos 
planos. 
 
Essas regras são bastante importantes, pois garantem que o escorregamento se dará ao 
longo da linha de interseção da cunha formada, mobilizando a resistência ao cisalhamento 
dos dois planos das respectivas descontinuidades. 
 
Um talude é potencialmente instável quando o ponto que define a linha de interseção dos 
dois planos que delimitam uma cunha cai dentro da área incluída entre os grandes círculos 
que representam a atitude do talude e o círculo definido pelo ângulo de atrito (Figura 4.10). 
 
 
 Linha de interseção
Face do talude 
Cunha 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 4.8 - Geometria de uma ruptura por escorregamento em cunha (modificado de Hoek 
e Bray, 1981). 
 
 
β 
ξ/2 
ξ 
Plano B Plano A 
ψ ψi
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Onde: 
 
 53
ψ Mergulho (inclinação) da face do talude 
β Mergulho da interseção das descontinuidades no plano paralelo a face do 
talude 
ψi Mergulho da interseção das descontinuidades no plano perpendicular a face do 
talude 
ξ Ângulo formado pelas descontinuidades que conformam a cunha 
Figura 4.9 - Geometria dos planos formadores da cunha e representação do talude. 
 
Se as condições para o teste de Markland forem satisfeitas, isto é, a linha de interseção dos 
dois planos cair dentro da área crítica em forma de meia lua, e se o rumo de mergulho de 
um dos planos cair em uma posição entre o rumo de mergulho do talude e a linha de 
interseção, o deslizamento ocorrerá preferencialmente naquele plano, em vez de ocorrer ao 
longo da linha de interseção. 
 
Para a análise de deslizamentos em cunha associados a estruturas geológicas, deve-se 
lançar na rede de Schimidt o grande círculo representando o plano da superfície livre do 
talude, o círculo de atrito e os contornos dos pólos, com a definição das atitudes médias dos 
planos de descontinuidade (Figura 4.10). As linhas de interseção dos planos são definidas 
pelos pólos dos grandes círculos dos planos que contém os pólos da descontinuidades, 
sendo que as combinações de descontinuidadesestruturais mais perigosas são aquelas cujas 
interseções caem dentro da área crítica. 
 
 
 
Figura 4.10 - Deslizamento em cunha – representação no estereograma. O talude é 
considerado instável quando a interseção de grandes círculos caírem na região sombreada 
(modificado de Fiori e Carmignani, 2002). 
 
4.5.4 Tombamento de blocos 
 
A ruptura por tombamento envolve a rotação de blocos individuais ou conjunto de blocos 
de rocha sobre um ponto fixo, tombando sobre a face livre do talude. As condições mais 
favoráveis para que ocorra esse tipo de ruptura seria quando dois planos de 
descontinuidades, bem definidas, se entrecruzam, uma delas mergulhando em altos ângulos 
 54
(contra a face livre do talude) e a outra mergulhando no mesmo sentido do talude, porém 
em baixos ângulos (Hoek e Bray, 1981). 
 
Para que ocorra o tombamento de blocos, as seguintes condições devem ser observadas: 
 
• As direções da face do talude e das descontinuidades devem ser subparalelas (+/- 20 
graus). 
• Ocorrência de duas famílias de descontinuidades que se interceptam inclinadas, uma 
a favor e a outra contra a inclinação do talude. 
• A família de descontinuidade que mergulha contra o talude deverá ser inclinada em 
ângulos maiores que 90 - φ, enquanto que a família que mergulha a favor, deverá ter 
inclinações menores que o ângulo de atrito interno (φ), segundo Hoek e Bray 
(1981). 
 
Para a análise de tombamento de blocos em estereogramas, deve-se lançar os dados de 
orientação do talude e valores de ângulo de fricção, os quais combinados com os dados 
polares de juntas fortemente inclinadas contra o talude, indicarão as áreas de instabilidade 
potencial (Figura 4.11). 
 
 
 
Figura 4.11 - Ruptura por tombamento de blocos representada em estereograma. 
 
4.6 BLOCOS INSTÁVEIS EM ESCAVAÇÕES SUBTERRÂNEAS 
 
Blocos de rocha podem se tornar instáveis, sob a ação do peso próprio, quando existe a 
conjunção dos planos de escavação subterrânea interceptando pelo menos três planos de 
descontinuidade do maciço rochoso. Se as três juntas se intersectam para formar uma cunha 
na superfície de escavação, o desprendimento do bloco poderá ocorrer por deslizamento ao 
longo de um dos planos, ao longo de uma das linhas de interseção das juntas, ou então, por 
queda livre gravitacional. Uma condição para que ocorra o deslizamento é que o rumo de 
mergulho do plano, ou linha de interseção, tenha um ângulo de inclinação maior que o 
ângulo de fricção (φ), sendo o peso da cunha suficiente para superar a força de resistência 
do plano ou dos planos sobre os quais se dará o deslocamento. 
 
 55
Quando o número de planos de descontinuidade é pequeno, a análise pode ser feita através 
do emprego de projeções estereográficas. Quando o número de planos aumenta, o problema 
se torna mais complexo, e sua solução exigirá o emprego de ferramentas computacionais. 
 
 De posse dos resultados do programa DIPS, que fornecerá as famílias principais de 
fraturas, pode peroceder a análise de estabilidade através de programas computacionais 
como o UNWEDGE, desenvolvido pelo grupo de engenharia de rochas da Universidade de 
Toronto (Canadá). Este programa permite a análise, pelo método do equilíbrio limite, da 
escavação (teto, paredes e piso) sem suporte ou com suporte representado por tirantes e/ou 
concreto projetado. Os dados de entrada do programa são: orientação e inclinação da 
estrutura subterrânea, orientação e espaçamento das fraturas, densidade da rocha, coesão e 
ângulo de atrito das descontinuidades consideradas na análise (mais representativas). 
Obtém-se os fatores de segurança e o peso das cunhas sem suporte e, posteriormente, com a 
incorporação dos tratamentos, o programa fornece os novos fatores de segurança. 
 
Os tipos possíveis de blocos, formados pelos planos de descontinuidade mais a escavação, 
podem ser divididos em blocos não removíveis infinitos ou finitos, que não exigem 
qualquer cuidado para a estabilidade e romovíveis. Os blocos removíveis podem ser: 
estáveis independentemente do atrito em suas faces, estáveis dependendo do atrito ou 
instáveis (fator de segurança < 1). 
 
O coeficiente de segurança de cunhas em uma estrutura subterrânea é avaliado como a 
relação entre a resistência que pode ser mobilizada e o esforço a que ela estará submetida 
(Francis e Rocha, 1998). Essa avaliação para obras subterrâneas é feita com relação ao 
cisalhamento, sendo a resistência definida em função dos parâmetros c (coesão) e φ (ângulo 
de atrito) das descontinuidades. 
 
4.6.1 Contenção de cunhas de rocha 
 
O número de tirantes como sistema de suporte no teto e paredes de escavação subterrâneas 
podem ser definidos pelas equações abaixo (Francis e Rocha, 1998). 
 
No teto para o caso de queda livre (ver Fig. 4.12): 
 
N = P . F / B ...................................................................................................................(4.10) 
 
Onde: 
 
P peso da cunha de rocha 
F fator de segurança (depende do risco envolvido) 
B capacidade de carga de cada tirante 
 
Nas paredes para deslizamento sobre um plano (ver Fig. 4.12): 
 
N = P (F sen β - cos β . tan φ) – cA / B (cos α . tan φ + sen α) .....................................(4.11) 
 
 56
Onde: 
 
P peso da cunha de rocha 
F fator de segurança (geralmente 1,5 < F < 3) 
β ângulo com a horizontal do plano de escorregamento potencial 
α ângulo entre o tirante e a perpendicular ao plano de escorregamento potencial 
φ ângulo de atrito do plano de escorregamento potencial 
c coesão do plano de escorregamento potencial 
A área do plano de escorregamento potencial 
 
 
 
 
 
 
Figura 4.12 – Representação esquemática de contenção de cunhas rochosas no teto e 
paredes de túneis (modificado de Francis e Rocha, 1998) 
 
 
 
 
 
 57
5 APROVEITAMENTO HIDRELÉTRICO (AHE) QUEIMADO 
 
5.1 CARACTERÍSTICAS GERAIS DO AHE QUEIMADO 
 
O Aproveitamento Hidrelétrico de Queimado explora uma queda líquida de 179,15 m e uma 
vazão de projeto de 66,00 m3/s para gerar a potência instalada final de 105 MW. Os principais 
componentes do arranjo geral da obra são: Sistema de Desvio, Barragem de Terra e 
Enrocamento, Vertedouro, Tomada d’Água, Túnel de Adução, Casa de Força, Túnel de Fuga, 
Câmara da Comporta Ensecadeira, Edifício de Controle, Subestação e Sistemas de Acessos. 
 
O desvio do rio é feito através de túnel com seção arco - retângulo de 5,0 m de diâmetro 
controlado por um portal a montante com coroamento na El. 789,00 m, projetado para uma 
cheia de 157m3/s, com período de recorrência de 25 anos (período seco). 
 
A Barragem com coroamento na El. 832,00 m possibilita a formação de um reservatório de 
regularização com 40 km2 de área inundada para o N.A. máximo maximorum (El. 830,00 m). 
Está previsto o deplecionamento do reservatório até a El. 811,00. 
 
A seção transversal da Barragem foi definida buscando otimizar e compatibilizar a 
disponibilidade de materiais, minimizando a utilização de materiais pétreos e granulares 
oriundos de pedreiras e jazidas. Assim, definiu-se uma seção típica predominantemente em 
terra. Previu-se uma zona de enrocamento de proteção a montante e a jusante. O sistema de 
drenagem interna será do tipo convencional (filtro vertical de areia e tapete “sanduíche”). A 
altura máxima da Barragem de terra é de 60,0 m. 
 
A estrutura do vertedouro está situada na ombreira direita e é do tipo perfil Creager, dotado de 
três comportas tipo segmento com dimensões de 8,25 m x 10,5 m com capacidade máxima de 
vazão efluente de 1800 m3/s. A ponte de serviço posiciona-se na El. 832,00 m. 
 
O circuito de geração dimensionado para a vazão máxima de 66 m3/s é iniciado pela Tomada 
d’Água do tipo torre com engolimento radial, dotada de quatro comportas do tipo vagão com 
dimensões de 1,80 x 2,80 m. A elevaçãoda plataforma superior é 832,00 m e a da fundação 
801,00 m. 
 
Na seqüência é iniciado o poço escavado em rocha, com seção circular de 5,50 m de diâmetro 
e comprimento de 80m, o Túnel de Adução com 776 m de comprimento, declividade de 12,5 
% e seção arco retângulo de 6,80 m e o conduto forçado com revestimento metálico, diâmetro 
inicial de 4,00 metros a partir do qual são feitas as derivações para as três unidades de 
geração. 
 
A Casa de Força, é do tipo subterrânea, com três unidades geradoras de 35 MW, dimensões 
de 30,00 m de altura, 54,00 m de comprimento e 14,00 m de largura. Os transformadores 
auxiliares e elevadores, os sistemas auxiliares eletromecânicos, e a sala de controle estarão 
instalados em uma plataforma na superfície do terreno. Esta área está interligada com a Casa 
de Força Subterrânea através do poço de cabos e exaustão, escavado em rocha. 
 
A restituição ao rio Preto das vazões turbinadas se dará através do Túnel de Fuga, de baixa 
pressão, escavado horizontalmente em rocha com uma seção em arco-retângulo de diâmetro 
equivalente a 6,60 metros e uma extensão de 2.740,00 metros. 
 58
 
O Túnel de Acesso ao Túnel de Fuga por montante e os três poços para a descida das 
comportas dos tubos de sucção atuarão também como chaminé de equilíbrio. 
 
5.2 ASPECTOS GEOLÓGICOS REGIONAIS 
 
5.2.1 Geomorfologia 
 
A área de influência do AHE Queimado situa-se na bacia do rio Preto, afluente da margem 
esquerda do Rio Paracatu, englobando partes do noroeste de Minas Gerais e sudeste de Goiás 
e do Distrito Federal. 
 
Esta área é inserida, morfologicamente, em uma compartimentação do relevo regional 
denominada pelo Projeto Radam-Brasil, em 1992, de Chapadas do Distrito Federal, 
constituindo um importante divisor de águas entre as bacias dos rios Tocantins, Paranaíba e 
São Francisco. 
 
Ainda numa caracterização ampla, o relevo da região é constituído, basicamente, de extensos 
planaltos e amplas depressões. Em trabalhos desenvolvidos na escala 1:250.000 anteriores ao 
projeto Radam-Brasil, Boaventura et al. (1978) individualizaram a região, em três unidades: 
Planaltos do São Francisco, Cristas de Unaí e Depressão Sanfranciscana, sendo que esta 
última tem sua ocorrência restrita mais ao sul, nas proximidades de Unaí e Paracatu. 
 
A bacia do rio Preto caracteriza-se, geomorfologicamente, em seu trecho inicial, por 
superfícies aplainadas relacionadas às Chapadas do Distrito Federal (Projeto Radam-Brasil - 
1992) e aos Planaltos do São Francisco (Boaventura et al., 1978). A partir de seu curso médio, 
o rio Preto atravessa áreas muito dissecadas, de relevo vigoroso, que constituem as serras de 
Unaí e da Carreira Comprida, formadoras de uma série de cristas alongadas numa direção 
aproximadamente NS, esculpidas em rochas metassedimentares pelito-carbonáticas. Estas 
áreas dissecadas correspondem à unidade geomorfológica denominada Cristas de Unaí 
(Barbosa, 1967 e Boaventura et al., 1978). 
 
O vale do rio Preto, na região diretamente afetada pelo empreendimento, desenvolve-se numa 
zona de transição entre as duas unidades geomorfológicas regionais citadas acima. Em função 
da morfologia, da posição topográfica e dos processos atuantes, a área pode ser 
compartimentada em duas unidades geomórficas distintas, associadas àquelas de caráter 
regional. Estas duas unidades denominam-se superfícies aplainadas e superfície dissecada. 
 
As superfícies aplainadas são representadas pelas chapadas e pelas rampas suaves que se 
desenvolvem em direção ao vale dos rios Preto e Bezerra. A partir do local do 
empreendimento, para montante, esta unidade ocupa todo o entorno da bacia do rio Preto, 
contornando todos os rios e fazendo com que seus vales sejam relativamente encaixados, 
apresentando larguras médias de 1,0 a 3,0 km. Dentro dessa unidade geomórfica, duas feições 
de relevo distintas são observadas, sendo denominadas superfícies S2 e S1. 
 
A superfície S2 uma superfície plana, uniforme, com vales pouco definidos, com altitudes 
situadas entre 900 e 1.200 metros – neste estudo denominada de Superfície de Formosa – 
sendo recoberta, em toda a sua extensão, por um manto detrítico areno-silto-argiloso, 
 59
localmente lateritizado, de espessura de 2 a 5 metros e de cores variando de tonalidades ocre a 
amarelada. 
 
A superfície S1 apresenta-se como uma superfície inclinada, em forma de rampas suavemente 
onduladas, entrecortadas por cabeceiras de drenagens pouco aprofundadas, desenvolvendo-se 
desde a superfície superior (S2) até as bordas dos vales do rio Preto e afluentes, num intervalo 
altimétrico aproximado de 850 a 1.000 metros. Sua cobertura é constituída por solos residuais 
provenientes da alteração dos metapelitos subjacentes, intercalados com solos coluvionares 
oriundos do capeamento superior da superfície S2, ou mesmo transportados da própria 
superfície S1 e depositados nas partes mais baixas das rampas. Apresenta granulometria 
argilo-silto-arenosa (as áreas de empréstimo de material terroso indicadas no projeto 
localizam-se na cobertura da superfície S1), com espessuras variando de 1 a 8 metros, 
ocorrendo trechos lateritizados localizados. 
 
As superfícies dissecadas ocorrem topograficamente abaixo das bordas da superfície S1, 
caracterizando-se por um relevo vigoroso, fortemente ondulado, configurado por 
alinhamentos de cristas e morros convexos e com controle estrutural, predominando cristas de 
orientação N30W e, secundariamente, N30E e EW. 
 
O escoamento superficial concentrado em vertentes íngremes provoca intenso ravinamento, 
expondo o saprolito dos metapelitos. Ocasionalmente os ravinamentos evoluem para 
voçorocas, acelerando o processo de dissecação que caracteriza o modelo regional. 
 
Na região do empreendimento, o relevo de cristas e morros convexos é interrompido, nas 
proximidades da calha principal, dando lugar a uma feição tipo “canyon”, atualmente em 
processo de escavação pelo rio, configurando a expressão maior da morfologia de dissecação 
dessa unidade. 
 
5.2.2 Geologia do entorno do empreendimento 
 
Neste item serão descritas as características geológicas regionais de uma área de 
aproximadamente 6.650 km² no entorno do local do empreendimento (Figura B2). 
 
Durante o proterozóico médio e superior, estabeleceram-se na região hoje representada pelo 
noroeste de Minas Gerais e áreas adjacentes do Distrito Federal e Goiás, as seguintes unidades 
geotectônicas: Bacia Uruaçu (Proterozóico Médio); Cráton São Francisco e sua Faixa Móvel 
Marginal Brasília (Proterozóico Superior). 
 
A Bacia Uruaçu é representada por Seqüências Metassedimentares Detríticas (Grupo Canastra 
e Formação Paracatu) e por Contribuições Carbonáticas Recifais (Formação Vazante) ou 
Químico-Detrítica (Grupo Paranoá). Relaciona-se à evolução de um “rift” continental 
mesoproterozóico (Marine et al., 1984; Schobbenhaus, 1993), sem qualquer conotação com o 
cinturão orogenético homônimo (Ciclo Uruaçuano) tendo sido suas litologias deformadas e 
metamorfisadas no domínio da Faixa Móvel Brasília, quando da instalação do Ciclo 
Orogênico Brasiliano. 
 
O Cráton do São Francisco é representado na área em estudo por sua borda ocidental, limitado 
pelo segmento meridional da faixa Brasília. Neste local encontra-se encoberto pelos 
sedimentos pré-cambrianos do grupo Bambuí, cuja seqüência siliciclástica do seu topo 
 60
(Formação Três Marias) encontra-se aflorante. Esta unidade merece ser citada devido à sua 
importância regional, definindo uma mega seqüência pelito-carbonática, depositada em 
ambiente de plataforma isolada, que se estende por grande parte dos estados de Minas Gerais, 
Goiás e Bahia. 
 
Além do Grupo Bambuí, que ultrapassa os limites do Cráton do São Francisco, estão 
presentes na unidade geotectônica denominada Faixa Brasília, um pacote metavulcano-sedimentar (Grupo Araxá) e depósitos sedimentares relacionados à glaciação neoproterozóica 
(Grupo Ibiá) que se encontram a oeste da área em estudo. 
 
Do ponto de vista de deformação tectônica, Dardenne et al.(1997) distinguiu, de leste para 
oeste, cinco zonas isópicas mostrando que o grau de deformação cresce no mesmo sentido, 
com a aparição de fácies cada vez mais metamórficas. 
 
Na região de interesse apenas as zonas de Unaí e Vazante têm expressão. A primeira é 
representada por intensos dobramentos isoclinais, com eixos orientados NW e com altos 
mergulhos dos planos axiais (70º - 80º W), os quais são freqüentemente acompanhados por 
dobras desarmônicas na cobertura Paranoá, que corresponderiam à primeira fase de 
dobramentos. A segunda caracteriza-se pela ocorrência de xistosidade concordante com as 
dobras isoclinais da primeira fase, feição esta marcante nas rochas que afloram no sítio do 
empreendimento. 
 
Destaca-se, ainda, o sistema de falhas Serra de São Domingos, de idade Brasiliana, resultante 
de esforços compressivos que geraram falhas inversas de alto ângulo. Esse sistema, associado 
a outros menos notáveis decorrentes de esforços distintos, representariam uma fase de 
tectônica rígida a que foi submetida a região. 
 
Na região do entorno do empreendimento de Queimado destacam-se dois falhamentos de 
empurrão de direção NW, pertencentes ao sistema Serra de São Domingos, que definem os 
contatos entre as unidades litoestratigráficas do Proterozóico Médio. Um terceiro tramo deste 
sistema, que põe em contato o grupo Paranoá com a formação Três Marias (Topo do Grupo 
Bambuí – Proterozóico Superior) encontra-se pouco a oeste do limite da área mapeada. Os 
elementos da tectônica dúctil descrita anteriormente, bem como sistemas de falhamentos e 
megafraturamentos de direção preferencial NE, destacam-se nos terrenos acidentados de 
domínio dos metassedimentos do grupo Paranoá, localizados a oeste do sítio do futuro 
empreendimento. 
 
A correlação e definição litoestratigráfica da área em estudo tem sido objeto de controvérsias 
no meio acadêmico. Credita-se a isso a complexidade natural do desenvolvimento e evolução 
de extensas bacias proterozóicas e da reconstituição de seus ambientes antigos de 
sedimentação. 
 
A seguir serão descritas as unidades estratigráficas que ocorrem no entorno do 
empreendimento do AHE Queimado (Figura B2). 
 
5.2.2.1 Grupo Paranoá 
 
Esta unidade, caracterizada no estado de Goiás por Dardenne (1978,1979) e Dardenne e Faria 
(1986), prolonga-se para sudeste até a região de Unaí e da Serra do São Domingos (extremo 
 61
leste da área), onde é representada por uma sucessão de quartzitos, arcósios, siltitos, ardósias, 
dolomitos estromatolíticos, calcários e chertes. Tanto no estado de Goiás como no seu 
prolongamento para o noroeste de Minas Gerais, a base deste grupo não é visível, estando o 
mesmo limitado e truncado por falhas inversas de alto ângulo. 
 
As unidades do Grupo Paranoá são correlacionadas por Dardenne (1978,1979) ao Grupo 
Conselheiro Mata, porção superior do supergrupo Espinhaço (Dossin et al., 1984), em 
consonância com o modelo de evolução geológica análogo para as Bacias Uruaçu e 
Espinhaço. 
 
5.2.2.2 Formação Paracatu 
 
A Formação Paracatu (Almeida et al., 1967) representa um pacote de filitos, carbonosos ou 
não, com intercalações de quartzitos (Freitas Silva e Dardenne, 1992), ocupando vasta região 
a oeste do empreendimento do AHE Queimado. 
 
5.2.2.3 Formação Vazante 
 
A Formação Vazante foi definida por Dardenne (1978,1979) na região de Lagamar – Vazante 
– Paracatu – Unaí, constituindo-se numa unidade geológica distinta do Grupo Bambuí, 
orientada grosseiramente NS (NW na área em estudo), e caracterizada por lentes de dolomitos 
estromatolíticos (que delimitam um alto estrutural com construções estromatolíticas de águas 
rasas) envolvidas por sedimentos pelíticos. A correlação com o Grupo Paranoá deve-se à 
presença de estromatólitos colunares do tipo Conophyton, ausentes nos sedimentos 
carbonáticos do Grupo Bambuí. 
 
5.2.2.4 Coberturas Terciário – Quaternárias 
 
São coberturas detrítico - lateríticas cenozóicas, de idade indiscriminada, assentadas sobre 
superfícies de aplainamento correspondentes à Superfície Sul-Americana. Tratam-se de 
eluviões e coluviões com couraças ferruginosas localizadas indicando sítios intensamente 
lateritizados, que protegem as superfícies de aplainamento da erosão atual. Têm larga 
distribuição na área mapeada, principalmente na margem esquerda da Bacia do Rio Preto. 
 
5.2.3 Geologia da área do reservatório 
 
Os afloramentos de rocha sã observados na área do reservatório restringem-se aos leitos dos 
Rios Preto e Bezerra e de seus tributários principais e ocorrem como pontões rochosos 
descontínuos, sendo comuns longos trechos sem afloramentos, principalmente ao longo do rio 
Bezerra. Este modelo se opõe ao da área próxima ao barramento e ao circuito de adução e 
descarga, onde o rio Preto e o ribeirão Arrependido se caracterizam por apresentar leitos 
rochosos ao longo de vales encaixados. Entretanto, na maior parte da área do reservatório 
chama atenção a ausência de encostas rochosas, sendo estes terrenos dominados por saprolitos 
e solos residuais, denotando a baixa resistência ao intemperismo do substrato rochoso local. 
 
Estratigraficamente, as rochas da área do reservatório pertencem ao grupo Paranoá 
(Proterozóico Médio), segundo Dardenne (1978, 1979) e Dardenne e Faria (1986). Repetem 
as características litológicas macroscópicas observadas na região do barramento, definido uma 
seqüência de intercalações de metassiltitos e ardósias, denominados genericamente por 
 62
metapelitos. Fácies carbonáticas destes metapelitos são eventuais e preservam as estruturas 
típicas da região, não constituindo corpos carbonáticos semelhantes aos observados a jusante 
do eixo do barramento (Figura B3). Tampouco foram observadas ou se obteve informação 
sobre a existência de feições de cavernamento que pudessem comprometer a estanqueidade do 
reservatório. 
 
A extensa cobertura terciário-quaternária que se desenvolve ao longo da área do reservatório, 
impede a observação de lineamentos estruturais por fotointerpretação na maior parte da área, 
estando essa observação restrita à superfície dissecada no vale do rio Preto. Nos locais onde o 
vale se alarga, como nas proximidades do eixo do barramento e imediatamente a jusante do 
ribeirão São Bernardo, são observados lineamentos estruturais com direção NNW, definidos 
por cristas e fundo de vales retilíneos controlados estruturalmente. O traço do falhamento de 
empurrão de expressão regional indicado na extremidade sul da área mapeada, não se 
apresenta claro nos vales estreitos do ribeirão Arrependido e do córrego da Vereda. No 
entanto, é nítida, à luz da fotointerpretação, a diferença textural entre os dois lados da falha, 
confirmando a existência da estrutura que põe em contato as rochas da formação Paracatu 
com aquelas do grupo Paranoá. 
 
Medidas de atitudes de fraturas indicam valores semelhantes aos obtidos no local da obra com 
direções predominantes ENE e NW e mergulhos subverticais. 
 
Mais notável é a constância nas atitudes da xistosidade ao longo da área do reservatório, onde 
os planos mergulham invariavelmente para a margem direita (quadrantes SW e NW), num 
modelo semelhante ao que ocorre próximo ao eixo do barramento, apresentando atitude média 
de N 30º W / 40º SW. 
 
5.2.4 Estratigrafia da cachoeira do Queimado 
 
Recentemente Daconti et al (2002) descreveu a estratigrafia da região da cachoeira do AHE 
Queimado nas proximidades da obra em questão. 
 
Na região da Cachoeira do Queimado três grandes unidades litoestratigráficas foram 
individualizadas de acordo com critérios litológicos e feições estruturais levantados no 
mapeamento geológico escala 1:25. 000 (Figura B1). 
 
A unidademais antiga é constituída por filitos e quartzitos considerados neste trabalho como 
pertencentes à Formação Paracatu do Grupo Canastra. As rochas filíticas constituem mais de 
90% da unidade e são compostas por finas palhetas de mica e quartzo, apresentam-se 
laminadas, quebradiças, untuosas ao tato e tem uma coloração avermelhada, localmente cinza 
prateado. A laminação plano-paralela é a estrutura primária mais evidente, encontrando-se 
localmente dobrada, na escala centimétrica, com eixos de direção variável em vários pontos. 
Já as rochas quartzíticas são encontradas como afloramentos descontínuos dando origem às 
cristas dos morros e são compostas predominantemente por grãos de quartzo recristalizados 
de granulometria areia média à grossa, e possuem uma coloração cinza esbranquiçado, às 
vezes rosada. Estas rochas apresentam um aspecto maciço devido ao desenvolvimento de uma 
estratificação em leitos decimétricos. 
 
Sobreposta discordantemente à unidade anterior, por contato erosivo, encontra-se uma 
sucessão de rochas metassedimentares individualizadas em três fácies litoestratigráficas: uma 
 63
pelítica-siliciclástica (metapelito), uma pelítica-siliciclástica-carbonática (metamarga) e uma 
carbonática (metacalcário). Essa sucessão de rochas foi considerada como pertencente ao 
Subgrupo Paraopeba do Grupo Bambuí. A fácies pelítica-siliciclástica é constituída por 
rochas de granulometria fina (argila e silte) composta essencialmente por argilo-minerais e 
quartzo. Tais rochas podem ser classificadas como metassiltito argiloso e/ou metargilito 
siltoso, dependendo da relação entre as frações granulométricas de coloração variando entre o 
cinza claro, cinza esverdeado e verde ardósia. Quando alterados apresentam uma coloração 
ora avermelhada, ora amarelada. Texturalmente mostram-se foliadas com uma foliação de 
aspecto milonítico; localmente observam-se zonas de descontinuidades (cisalhamento). 
 
A fácies pelítica-siliciclástica-carbonática é semelhante a anterior porém possui minerais 
carbonáticos (calcita). Estes metassedimentos possuem uma coloração cinza esverdeado; 
quando alterados apresentam uma coloração ora avermelhada, ora amarelada. Texturalmente 
são semelhantes à fácies anterior, mas ocorrem localmente vazios concordantes com a 
foliação, provavelmente material carbonático removido. A fácies carbonática é constituída por 
rochas compostas principalmente por minerais carbonáticos microcristalinos (calcita). Essas 
rochas apresentam um aspecto textural laminado, sendo uma laminação bem desenvolvida 
caracterizada por alternância de níveis com coloração cinza claro e cinza escuro (esteira 
algal). 
 
Dobras de escala centimétrica com eixo de direção variável ocorrem em quase todos os 
afloramentos, localmente veios de calcita recristalizada (branca e/ou preta) aparecem cortando 
a laminação. Cobrindo as duas unidades encontram-se os Depósitos de Chapada que são 
sedimentos inconsolidados de idade terciária, oriundos de ciclos erosivos diversos e 
apresentam-se com natureza silto-argilosa, bastante plástica e porosa, contendo 
subordinadamente frações arenosas. Localmente ocorre na base um nível de cascalho 
separando-o do solo sotoposto. 
 
5.3 ASPECTOS DA GEOLOGIA LOCAL LEVANTADOS NA FASE DE PROJETO 
 
As rochas que afloram no sítio do AHE de Queimado pertencem ao pacote metassedimentar 
(baixo grau metamórfico) que forma a seqüência pelito-carbonática do Grupo Paranoá, sendo 
que nos locais das obras civis estas litologias serão as únicas a serem interceptadas pelas 
escavações (Figuras B4 a B6). 
 
5.3.1 Aspectos litológicos 
 
Na região do eixo do barramento predominam metassiltitos silicificados com freqüentes 
variações faciológicas para rochas de granulometria mais fina, tipo ardósias. Estas passagens 
de um litotipo para outro são graduais e ocorrem normalmente aos planos de xistosidade, 
paralelos ao acamamento, refletindo, deste modo, a variação granulométrica na deposição 
sedimentar original em ambiente plataformal de mar raso.Em vários locais ocorrem níveis 
ardosianos decimétricos em meio ao metassiltito, o que dificulta a separação das litologias. 
 
Macroscopicamente, o metassiltito apresenta granulometria fina, coloração predominante 
cinza esverdeada, alternando camadas sílticas diferenciadas, que conferem uma xistosidade 
conspícua à rocha. Na maior parte de suas ocorrências caracteriza-se por apresentar uma 
intercalação de níveis sílticos com níveis argilosos de tonalidade mais escura, dispostos, 
preferencialmente, ao longo da xistosidade, mas sempre apresentando interdigitações e 
 64
contatos irregulares, que definem nódulos de composição diferenciada fortemente 
consolidados. Esta estrutura, aliada à presença constante de vênulos carbonáticos, dispostos 
aleatoriamente, conferem à rocha um aspecto brechado. Este termo é utilizado neste trabalho 
para diferenciar tal litotipo de um outro de ocorrência mais restrita, que se caracteriza por 
apresentar um aspecto homogêneo, maciço, de composição mais quartzosa e xistosidade 
pouco evidente, aqui denominado pelo termo maciço. O contato entre esses dois litotipos 
apresenta-se gradacional, não ocorrendo qualquer descontinuidade geomecânica. 
 
Quando visto em lâminas petrográficas o metassiltito apresenta-se como uma rocha de 
granulometria fina, alternando camadas sílticas diferenciadas em dois tamanhos: grãos de 
dimensões em torno de 50 e 15 micra. A composição mineral é predominantemente quartzosa, 
com grãos angulosos e subangulosos e pequenas palhetas de moscovita, observando-se, ainda, 
a presença de finos agregados de material argiloso, provavelmente ilita. 
 
Com base em descrições petrográficas microscópicas pode-se concluir que o metassiltito se 
formou a partir da deposição, em ambiente plataformal de mar raso, de sedimentos com 
granulometria e composição heterogêneas (que originaram o aspecto brechado), 
posteriormente submetidos a deformação e metamorfismo incipientes. A sondagem SR-100 
(200 m de profundidade) indica um pacote com variações granulométricas e composicionais 
rítmicas, com espessura superior a 280 m (considerando um mergulho médio de 45º para as 
camadas). 
 
As ardósias apresentam-se como afloramentos de tonalidade esverdeada, com xistosidade 
bastante pronunciada e com estruturas tectônicas (microdobras e microfalhas) mais evidentes 
que nos metassiltitos. Na realidade, as ardósias representam variações faciológicas do 
metassiltito dominante, não ocorrendo nenhuma descontinuidade entre as inúmeras 
intercalações que ocorrem entre um e outro tipo. Em vista disso, optou-se, neste trabalho, pela 
denominação genérica de metassiltitos para todo o pacote de metapelitos de características 
geológico-geotécnicas semelhantes. 
 
Um outro parâmetro que distingue estas rochas, além daqueles estruturais (maciço e de 
aspecto brechado), define a variação do teor carbonático observado ao longo dos afloramentos 
e dos testemunhos de sondagem, tendo sido adotadas duas denominações distintas: 
metassiltitos e metassiltitos carbonáticos. Nos metassiltitos a fração carbonática restringe-se a 
vênulas calcíticas dispostas aleatoriamente e as películas revestindo paredes de fraturas. Já 
nos metassiltitos carbonáticos são observados veios calcíticos de dimensões centimétricas e 
com um espaçamento médio de 5 cm, geralmente dispostos ao longo da xistosidade, mas 
mantendo o aspecto brechado descrito anteriormente. A passagem de um para outro tipo é 
sempre gradacional, evidenciando as variações faciológicas características da região. 
 
A ocorrência superficial dos metacalcários no sítio do Aproveitamento de Queimado tem 
início, aproximadamente, 600 m a jusante do eixo do barramento, na margem esquerda do rio 
Preto, prolongando-se até a área do desemboque do túnel de fuga (última cachoeira de 
Queimado), na forma de uma extensa lente alongada. Este corpo é limitadoa sul pelo topo da 
encosta direita do talvegue lateral posicionado paralelamente ao rio Preto, na sua margem 
esquerda. Estende-se para norte até o córrego que se situa junto à encosta esquerda do 
talvegue, esta já formada por metassiltitos, enquanto que para leste transpõe os limites da área 
do empreendimento, alargando-se e desenvolvendo-se pelo vale do rio Preto, quando atinge 
dimensões regionais. Ressalta-se que, extrapolando os limites definidos acima, podem ser 
 65
observadas pequenas lentes isoladas de metacalcário (espessuras inferiores a 20 m), como no 
leito e encosta esquerda do vale do rio Preto, no terço de jusante do trecho compreendido 
entre a primeira e a última cachoeira de Queimado (Figuras B5 e B6). 
 
Na área do barramento não foram detectados grandes afloramentos de metacalcário, 
entretanto, em subsuperfície, foi e identificada nos furos SM-106/107/108/110/124/125 e SR-
110A/110B a presença de uma lente de metacalcário com espessura variando de métrica a 
decamétrica. A mesma encontra-se localizada entre o córrego Arrependido e o rio Preto, 
podendo eventualmente prolongar-se sob a margem esquerda do rio Preto. 
 
No furo SR-110A foi inclusive identificado um vazio, com aproximadamente 0,90 m de 
diâmetro, que não se estendeu aos demais furos (vazio localizado). 
 
Estratigraficamente, os metacalcários situam-se na seqüência pelito-carbonática que 
caracteriza o Grupo Paranoá na região, constituindo uma variação faciológica dos metapelitos 
dominantes. O mapeamento de campo e a descrição das sondagens mostram que o contato é 
predominantemente gradacional, verificando-se a presença constante do litotipo aqui definido 
como metassiltito carbonático, que se comporta como uma faixa de transição entre os 
metassiltitos e o metacalcário. 
 
Uma análise macroscópica dos metacalcários conduz à definição de dois litotipos distintos. O 
primeiro denominado de metacalcário brechado, caracteriza-se por intercalações e 
interdigitações de material carbonático de coloração cinza clara e cinza escura, fortemente 
consolidados, presença de fragmentos e veios calcíticos centimétricos, dispostos 
aleatoriamente, microdobramentos e microfalhamentos com rejeitos milimétricos, ocorrência 
eventual de ilhas de pelitos mais finos, não carbonáticos. O segundo denomina-se 
metacalcário laminado e caracteriza-se pela disposição plano - paralela de lâminas escuras em 
contraste com material mais claro essencialmente carbonático, ocorrência de veios e vênulas 
calcíticas dispostas aleatoriamente, mantendo-se ainda a presença de microdobras e 
microfalhas. O contato entre esses dois litotipos, observados tanto nos afloramentos quanto 
nos testemunhos de sondagens, se faz muitas vezes de maneira brusca, existindo porém forte 
consolidação entre as duas partes, não se observando descontinuidades geomecânicas. Chama 
a atenção a feição desta natureza observada nas paredes do grande afloramento de 
metacalcário a jusante da última cachoeira de Queimado, quando se evidencia a intensidade 
da tectônica dúctil que afetou as rochas da região. 
 
Análise micropetrográfica efetuada durante os estudos de viabilidade revela para o 
metacalcário laminado características de um estromatólito, apresentando lâminas de textura 
micrítica homogênea e com limites bem definidos, cortadas, perpendicularmente, por vênulas 
paralelas ou anastomosadas de calcita, além da presença de raros estilólitos. Outra lâmina 
petrográfica obtida de amostra de calcário laminado descreve uma rocha de granulometria 
fina, com um acamamento irregular de lâminas escuras ricas em minerais opacos que definem 
a textura laminada, minerais carbonáticos constituídos exclusivamente por calcita, presença 
de vênulas irregulares de calcita e ocorrência disseminada de quartzo detrítico em pequenos 
cristais xenomórficos. 
 
 
 
 
 66
5.3.2 Aspectos estruturais 
 
As feições estruturais mais importantes, observadas no maciço rochoso da área do 
empreendimento, refletem a tectônica rígida gerada durante o Ciclo Orogênico Brasiliano e 
são representadas, na região em estudo, por quatro sistemas principais de descontinuidades: 
uma xistosidade penetrativa em relação às diferentes litologias presentes e três sistemas de 
fraturas subverticais, também penetrativos, que apresentam maiores freqüência e persistência 
em relação a outros de menor ocorrência. 
 
Os planos de xistosidade (sistema J3 no tratamento estatístico efetuado) apresentam atitudes 
com considerável dispersão, com direções entre N40ºE e N60ºW e mergulhos para SE e SW 
variando entre 15º e 70º. Entretanto, análise estatística efetuada a partir de 84 pontos medidos 
converge para uma maior concentração em torno da atitude N30ºW/40ºSW, o que corrobora 
os resultados obtidos nos estudos de viabilidade. A abertura de fraturas ao longo da 
xistosidade faz com que esta feição assuma grande importância na definição das 
descontinuidades geológicas do maciço rochoso da área das obras civis. Os trabalhos de 
campo definem uma persistência média de 1 a 3 m para essas fraturas, podendo atingir mais 
de 10 m em afloramentos de maior porte (paredão rochoso da primeira cachoeira de 
Queimado), enquanto a descrição das sondagens revela paredes comumente planas e lisas, 
eventualmente marcadas por estrias de fricção. 
 
Outras descontinuidades importantes são representadas pelos sistemas J1, J2 e J4, definidos a 
partir de 106 medidas de campo. 
 
O Sistema J1 possui maior concentração em torno da atitude N50ºW/80ºNE, persistência 
média de 3 a 12 m, superfícies predominantemente irregulares e rugosas. 
 
O Sistema J2 possui maior concentração em torno da atitude N75ºE/80ºNW, persistência 
média de 2 a 8 m, superfícies predominantemente irregulares e rugosas. 
 
O Sistema J4 possui maior concentração em torno da atitude NS/80ºE, persistência média em 
torno de 2 a 8m, superfícies predominantemente irregulares e rugosas. 
 
Os sistemas de juntas subverticais J1, J2 e J4, quando associados aos planos de xistosidade 
(Sistema J3) criam condições geométricas para a formação potencial de cunhas. Ressalta-se 
que a condicionante principal neste caso é a relação entre a atitude da xistosidade e a 
geometria da face de escavação subterrânea ou a céu aberto. 
 
Na fundação da barragem do rio Preto as fraturas apresentam-se fechadas ou com aberturas 
submilimétricas eventualmente preenchidas por material silto-argiloso transportado e a 
descrição das sondagens indicam que, em subsuperfície, o maciço rochoso são também 
apresenta fraturas quase sempre fechadas ou com aberturas submilimétricas nas zonas mais 
superficiais. 
 
As fraturas dos sistemas J1, J2 e J4 comumente se interceptam, interrompendo sua 
continuidade num mesmo plano, assumindo, assim, o aspecto de juntas. Deve-se ressaltar, 
entretanto, que, pelo menos num afloramento (margem esquerda do rio Preto, a montante do 
eixo do barramento), foi observado indício de movimentação ao longo de uma fratura 
subvertical do sistema J2 (atitude N80ºE/SV) denotado pela presença de uma faixa irregular 
 67
de cisalhamento / milonitização, contato rocha/rocha, numa espessura variável de 1 a 20 cm. 
Por outro lado, as fraturas desenvolvidas nos planos de xistosidade exibem freqüentes indícios 
de movimentação, representados por faixas cisalhadas/milonitizadas semelhantes à descrita 
acima e por estrias de fricção marcadas em superfícies lisas, podendo-se concluir que tal 
sistema (J3) define uma xistosidade de cisalhamento, gerada, provavelmente, durante os 
processos diagenéticos associados à sedimentação e intensificada pelos mesmos esforços que 
originaram os falhamentos de empurrão de expressão regional, localizados a oeste da área do 
empreendimento. Deste modo, as descontinuidades, são separadas em juntas (sistemas J1, J2 e 
J4) e xistosidade (sistema J3). 
 
Além dos sistemas descritos acima, definidos duranteo mapeamento de afloramentos 
rochosos, ocorrem outros com menor destaque em superfície, mas que são freqüentemente 
interceptados pelas sondagens, destacando-se fraturas com inclinação média, ortogonais à 
xistosidade, com superfícies comumente irregulares e rugosas. Quando observadas nos 
afloramentos, essas fraturas apresentam-se com persistência menor que as de outros sistemas. 
 
Dois grupos de lineanentos estruturais fotointerpretados são definidos: o primeiro ocorre na 
área do barramento, nos talvegues a montante da área da tomada d’água e a jusante do canal 
de restituição do túnel de desvio e têm direções coincidentes com o sistema J1; o segundo é 
representado por lineamentos que cortam o espigão da margem esquerda do rio Preto numa 
direção NNW a NNE e relaciona-se ao sistema J4. 
 
5.3.3 Aspectos geológico-geotécnicos 
 
A partir das observações de campo (afloramentos) e dos elementos resultantes das sondagens 
foram determinados os principais aspectos geológico-geotécnicos que caracterizam, do ponto 
de vista de projeto, o local do empreendimento. 
 
5.3.3.1 Maciço Rochoso 
 
Os estudos geológicos desenvolvidos no sítio do AHE de Queimado, na fase de projeto, 
definiram 6 (seis) litotipos principais que serviram de apoio às estruturas e abrigaram as 
escavações previstas no arranjo de projeto, a saber: 
 
• Metassiltito de aspecto brechado; 
• Metassiltito maciço; 
• Metassiltito carbonático; 
• Ardósia; 
• Metacalcário brechado; 
• Metacalcário laminado. 
 
Na região do eixo do barramento predominam metassiltitos silicificados com frequentes 
variações faciológicas para rochas de granulometria mais fina, tipo ardósias. Em subsuperfície 
ocorre uma lente de metacalcário. 
 
Os metacalcários afloram na margem esquerda do rio Preto (Figuras B4 e B5), na forma de 
uma lente alongada, estando o seu eixo maior compreendido entre o local da Casa de Força e 
 68
a área do desemboque do Túnel de Fuga (última cachoeira de Queimado). Outras lentes 
menores de metacalcário foram identificadas no leito e na vertente esquerda do rio Preto. 
 
Os contatos entre os diversos tipos litológicos são em geral gradacionais, não estando via de 
regra, associados à qualquer tipo de descontinuidade geomecânica. 
 
Nos metassiltitos o horizonte de rocha decomposta e fraturada (D4/3 – F4/5) é em geral bem 
desenvolvido (espessura variável de 7,00 a mais de 20,0m), sendo caracterizado por uma 
coloração marrom-amarelada, com fraturas fortemente oxidadas ou revestidas por películas 
de alteração, passando gradativamente a rocha sã. 
 
Nos metacalcários, o horizonte de rocha decomposta é em geral discreto, ocorrendo via de 
regra uma passagem brusca de rocha sã para o saprolito. 
 
A condutividade hidráulica do horizonte de rocha decomposta e fraturada varia em geral de 
10-3 a 10 –4cm/s, podendo eventualmente assumir valores mais altos. O índice RQD é via de 
regra inferior a 40%. 
 
O horizonte inferior de rocha sã ou pouco decomposta (D1/2) é em geral pouco a 
medianamente fraturado, sendo caracterizado por coloração cinza, levemente esverdeada e 
por fraturas predominantemente fechadas. As fraturas abertas são ligeiramente oxidadas. A 
condutividade hidráulica deste horizonte varia de 10-4 a estanque sendo o índice RQD, em 
geral, superior a 75%. 
 
5.3.3.2 Solo Residual e Saprolito 
 
Ocorrem nas ombreiras entre a camada de colúvio e o horizonte de rocha muito decomposta 
(D4/3), podendo atingir mais de 10m de espessura. 
 
Granulometricamente estes materiais são basicamente silto-arenosos, pouco argilosos, de 
coloração marrom-avermelhada a marrom-amarelada. 
 
Exibem em geral uma boa capacidade de suporte, com índices de resistência a penetração 
compreendido entre 10 e 30 golpes no solo residual e acima de 30 golpes no saprolito. 
 
A permeabilidade é muito variável, sendo registrados valores de 10-3 a 10-6cm/s, 
predominando valores no limite entre 10-4 e 10-5. 
 
O solo residual é predominantemente isotrópico e desprovido de estruturas remanescentes da 
rocha matriz. O saprolito preserva as estruturas herdadas da rocha de origem, sem perder 
totalmente as características de solo. 
 
5.3.3.3 Solos de Cobertura 
 
As coberturas detrítico – lateríticas, que ocorrem em superfícies horizontalizadas encontram-
se afastadas da área do barramento e não serão interceptadas pelas escavações das obras civis. 
 
Os solos coluvionares têm ocorrência mínima na área do barramento, restringindo-se a 
depósitos muito pouco espessos (espessuras menores que 1,5m), acumulados no fundo dos 
 69
talvegues, formados por um solo argiloso com fragmentos diversos e matéria orgânica. Nas 
encostas íngremes que formam a parte baixa das ombreiras o solo coluvionar apresenta-se 
como uma matriz fina de um depósito de tálus formado por fragmentos de rocha 
predominantemente decomposta de dimensões centimétricas, com uma espessura média de 
1,5m. Depósitos de tálus, formados por matacões e blocos rochosos de metassiltito são a 
pouco decomposto ocorrem em exposições descontínuas e pouco espessas nas margens do rio 
Preto. Aluviões praticamente inexistem nas margens e leito do rio, caracterizado no local pela 
presença de corredeiras. 
 
No vale lateral da região da casa de força, depósitos de solo coluvionar com espessura média 
de 4m formam a cobertura superficial, caracterizando-se por uma argila siltosa de tonalidade 
avermelhada, na qual é frequente a presença de matacões e blocos de metacalcário 
provenientes das encostas rochosas na margem direita do vale. O leito do córrego intermitente 
situado no fundo do vale é formado quase que continuamente por matacões de metassiltito 
originários de montante e da encosta esquerda, constituindo-se num depósito de tálus de 
origem fluvial. A única ocorrência de depósito aluvionar de dimensões mapeáveis verificada 
na região da obra, restringe-se à ilha do poço formado imediatamente a jusante da última 
cachoeira de Queimado (área do desemboque do túnel de fuga), sendo formado por areia fina 
e grossa, envolvendo seixos de quartzo e metassiltito mal selecionados e matacões de 
metassiltito, atingindo uma espessura de 3m na sondagem SR-112. 
 
Estes solos, de maneira geral são porosos e exibem um índice de resistência a penetração 
inferior a 10 golpes. Sua permeabilidade varia de 10-4 a 10-6cm/s. 
 
5.3.3.4 Caracterização Geotécnica e Geomecânica 
 
Os parâmetros utilizados para a determinação das características geotécnicas dos solos e 
saprolitos, consistiram basicamente de valores de SPT, permeabilidade e de resistência ao 
cisalhamento. 
 
Já para a caracterização e compartimentação do maciço rochoso, buscando definir os métodos 
de escavação e tratamentos, foram considerados os seguintes parâmetros: graus de 
decomposição, consistência e fraturamento; RQD; características das descontinuidades; 
condutividade hidráulica e resistência a compressão simples. A somatória das características 
destes parâmetros resulta na determinação de classes de maciço rochoso, tendo sido adotada 
neste trabalho, a classificação proposta por Bieniawski (1989) que prevê 5 (cinco) classes de 
maciço: I - Muito Bom; II - Bom; III - Regular; IV - Pobre; V - Muito Pobre. 
As classes de maciços e as características de cada parâmetro estão apresentadas na Tabela 5.1. 
 
Com base nas características geotécnicas e geomecânicas relacionadas aos maciços terroso e 
rochoso, sobre os quais se posicionam as diversas estruturas da usina, foram definidas seis 
unidades geotécnicas. Dessas, três se inserem no maciço terroso e são representadas por 
colúvio/tálus, solo residual e saprolito, enquanto as outras três são reportadas ao maciço 
rochoso. A Tabela 5.1 sintetiza as características gerais predominantes em cada unidade. 
 
No caso específico de escavações subterrâneas, foram estimadas 5 (cinco) classes de maciço 
(I, IA, II, III e IV) de acordo com os critériosestabelecidos por Bieniawski e Barton, às quais 
estão reunidas na Tabela 5.2. 
 
 70
5.4 CONDICIONANTES GEOLÓGICO-GEOTÉCNICOS E SISTEMAS DE 
SUPORTE DE PROJETO 
 
A seguir serão apresentadas as características geológico-geotécnicas das escavações e 
fundações das diversas obras e seus condicionantes, bem como dos maciços de implantação 
das obras subterrâneas. Serão abordados também os diversos tipos de tratamentos previstos no 
projeto. 
 
 
 
Tabela 5.1 - Unidades geotécnicas do AHE Queimado 
 
 
UNIDADE 
 
CARACTERIZAÇÃO 
 
ESPES. 
 
RESISTÊNCIA 
SPT E COMP. 
SIMPLES 
 
 
PERMEAB. 
(cm/seg) 
 
RQD 
 
RMR 
COLÚVIO / 
TÁLUS 
Argila arenosa marrom, 
com matéria orgânica 
envolvendo fragmentos 
cm. e dcm. de 
metassiltito 
decomposto. (área dos 
metassiltitos) 
 
 
0,00 m 
a 
1,00 m 
 
 
 
 
SPT < 10 0,02 a 
0,50 MPa 
 
 
 
10-4 a 10-6 
H3 a H1 
 
 
- - 
SOLO 
RESIDUAL 
Silte areno-argiloso, 
marrom avermelhado. 
(área dos metassiltitos) 
 
 
 
0,00 m 
a 
6,00 m 
(em geral 
< 1,00 m) 
 
 
 
10 <SPT <30 
0,50 a 1,00 MPa 
 
 
10-3 a10-6 
H5 a H1 
 
 
- - 
SAPROLITO 
Silte arenoso, marrom 
Amarelado, com 
nódulos de rocha D4. 
(área dos metassiltitos) 
 
 
0,00 m 
a 
11,00 m 
 
 
SPT>30 
1,0 a 5,0 MPa 
 
10-3 a 10-6 
H5 a H1 
- - 
ROCHA 
D4-D3/F5-F4 
Coloração marrom 
amarelada, fraturas 
abertas e oxidadas. 
(metassiltitos) 
7,00 m 
a 
29,00 m 
 
5 a 25 MPa 
 
 
> 10-3 a 10-5 
H5 a H2 
 
0 a 40% 
R4 a R3 
 
30 a 38 
Classe IV 
ROCHA 
D2/F4-F3 
 
 
Coloração cinza, 
fraturas 
abertas e eventualmente 
fechadas (metassiltitos e 
metacalcários) 
 
0,00 m 
a 10,00 
m 
 
25 a 50 MPa 
 
 
10-3 a 
Estanque 
H4 a H1 
 
25a75% 
R3 a R2 
 
47 a 56 
Classe III 
ROCHA 
D2-D1/F2-F1 
 
Coloração cinza, 
fraturas 
predominantemente 
fechadas. (metassiltitos 
e metacalcários) 
 
- > 50 MPa 
 
10-4 a 
Estanque H2 
a H1 
 
80 a 
100% 
R1 
 
62 a 80 
Classe II 
 
 
 
 
 
 
 71
Tabela 5.2 - Categorias de maciço rochoso – escavações subterrâneas 
 
CLASSE 
MACIÇO 
RMR 
BIENIAWSKI 
Q 
BARTON CARACTERÍSTICAS DO MACIÇO 
 
 
I 
 
 
70 - 80 
 
 
18 - 54 
Metassiltito/metacalcário D1, C1/2, F1/2, REC 100%, RQD 90 a 
100%. Surgência d’água nula ou pequena. Descontinuidades em 
geral fechadas, concordantes com a xistosidade. Nas fraturas 
abertas (eventuais) há contato rocha x rocha 
 
 
IA 
 
 
60 - 70 
 
 
6 - 18 
Maciço semelhante a classe anterior, porém fortemente 
laminado, sujeito a eventuais desplacamentos na abóbada. As 
fraturas são predominantemente planas e lisas algumas 
estriadas), concordantes com a laminação da rocha. As abertas 
estão revestidas por película escura ou oxidadas. RQD 80 a 90% 
 
 
II 
 
 
40 - 60 
 
 
0,6 - 6 
Metassiltito/metacalcário D2/3, C2/3, F2/3, RQD 50% a 80%. 
Surgência d’água pequena a média. Uma família de junta 
predominante, em geral associada a xistosidade, além de duas 
outras famílias secundárias. As juntas são predominantemente 
planas (lisas ou rugosas) sendo eventualmente irregulares. As 
paredes das juntas estão em geral muito oxidadas 
 
 
III 
 
 
20 - 40 
 
 
0,06 - 0,6 
Metassiltito/metacalcário D3, C3/4, F3/4, RQD 30 a 50%. 
Surgência d’água média a elevada. Três famílias de juntas planas 
ou irregulares (lisas a rugosas), muito oxidadas ou com paredes 
decompostas, revestidas por películas siltosas 
 
 
IV 
 
 
10 - 20 
 
 
0,02 - 0,0 6 
Metassiltito/metacalcário D4, C4/5, F4/5, RQD 10 a 30%. 
Surgência d’água elevada. Três famílias de juntas predominando 
no maciço, podendo haver outras juntas aleatórias. As juntas 
estão quase todas com paredes decompostas, revestidas em geral, 
com películas siltosas ou areno-argilosas 
 
 
5.4.1 Obras de desvio 
 
As obras para o desvio do córrego Arrependido consistiram basicamente na abertura de um 
canal com 387,0m de comprimento e 15,0m de altura máxima, aproximadamente, cuja 
escavação foi conduzida predominantemente em solo residual e saprolito de metassiltito 
(silte-arenoso muito compacto, amarelo) com valores de SPT em geral elevados (> 25 
golpes). No fundo do canal a escavação foi conduzida em rocha decomposta (D4). 
 
As escavações no canal foram conduzidas em uma única bancada, com taludes de 1V:1H 
(45º). No trecho final, escavado em escada (últimos 87,0m), os taludes tanto em solo residual 
e saprolito como em rocha medianamente a muito decomposta foram também conduzidos 
com a inclinação de 1V:1H. 
 
A parte inferior do canal em contato direto com a água, teve previsão de proteção com uma 
camada de concreto projetado reforçado com fibras de aço (espessura(e) = 0,04m). 
 
As condições geológicas no Canal de Desvio do Córrego Arrependido foram inferidas pelas 
informações dos furos SM-108 e SM-109 executados no eixo do canal. 
 
As obras para o desvio do rio Preto foram conduzidas na margem esquerda, através de um 
túnel de desvio com 5,0m de vão e 236,0m de comprimento (Figura A4 e A5). 
 
 
 72
Tabela 5.3 - Dimensões das principais estruturas escavadas do AHE Queimado 
 
ESTRUTURA Diâmetro Compr. (m) Alt. Máx.(m) Inclinação 
Túnel de Desvio 5,00 236,00 - 0,50% 
Barragem - 800,00 60,00 - 
Vertedouro - 24,20 11,22 - 
Calha - 85,00 - 12,00% 
Canal Cór. Arrependido - 387,00 - 0,50% 
Canal de Adução - 100,00 - 0,50% 
Túnel de Adução 
 (Trecho Vertical) 5,50 78,50 78,50 vertical 
Túnel de Adução 
(Trecho Sub-horizontal) 6,80 776,00 - - 
Tomada D'água - - 31,00 - 
Casa de Força 13,75 54,50 30,00 0,50% 
Túnel de Fuga 6,80 2740,00 - 12,50% 
Túnel 1 6,60 710,00 - 12,50% 
Túnel 2 6,00 356,00 - 12,50% 
Túnel 3 6,00 180,84 0,50% 
Túnel 4 6,00 309,78 12,00% 
Túnel 5 6,00 75,00 12,00% 
Galeria de Drenagem 3,00 120,00 - 0,50% 
Poço de Cabos 3,50 150,00 150,00 vertical 
 
 
 
 
 
Tabela 5.4 - Principais quantitativos da obra do AHE Queimado 
 
 
Principais Volumes Quantidade (m3) 
Escavação Comum 264.190 
Escavação Rocha Céu Aberto 201.550 
Escavação Rocha Subterrânea 223.130 
Concreto Convencional 22.000 
Solo Compactado 1.273.000 
 
 73
As condições geológico-geotécnicas no local do túnel foram inferidas pelos resultados das 
sondagens SM-03, SM-103, SM-104, SM-105, SM-118, SM-120, SM-121 e SR-123 e 
confirmadas pelos mapeamentos de campo. 
 
As escavações previstas em projeto serão conduzidas predominantemente em rocha sã a 
pouco decomposta, pouco a medianamente fraturada (maciços Classes I e IA). Só 
eventualmente as escavações interceptaram rocha de pior qualidade geomecânica (maciço 
classe II/III) que exigiram tratamento sistemático. 
 
Segundo estimativa feita em projeto com relação ao tratamento do túnel, considerou-se que 
50% da escavação poderá abrigar rocha de qualidade boa (classe I) que não requererá 
nenhuma intervenção; 30% poderá abrigar rocha de qualidade razoável (classe IA), que 
requererá uma proteção com concreto projetado padrão (e = 0,04m), principalmente na 
abóbada; os outros 20% poderá abrigar rocha de qualidade pobre (classe III), que requererá 
tratamento sistemático na abóbada e pés direitos, por meio da aplicação de concreto projetado 
reforçado com fibras (e = 0,08m), além de uma malha de tirantes de resina φ 1”, L = 2,5m, # 
1,5 x 1,5m, FP = 100 a 150 KN. 
 
Os canais de desvio de montante e jusante, incluindo os espelhos dos emboques, poderão 
interceptar diversos horizontes de natureza distinta, compreendendo colúvio/solo residual, 
saprolito, rocha decomposta e rocha sã. Os cortes em rocha sã foram projetados com taludes 
verticais, enquanto que na rocha decomposta as bancadas foram conduzidas com inclinaçãode 1V:0,5H ou 1V:1H quando o mergulho de xistosidade era desfavorável. Os horizontes de 
colúvio, solo residual e saprolito foram projetados com escavação obedecendo a uma 
inclinação de 1V:1,3H. 
 
Os cortes em rocha sã receberam altura máxima de 10,0m, aproximadamente. As escavações 
em rocha decomposta (D4/3) possuirão altura máxima de 15,0m. Para as escavações comuns 
processadas nos horizontes de colúvio, solo residual e saprolito prevê-se uma espessura 
máxima de 10,0m, aproximadamente. 
 
As bancadas em rocha sã receberão tratamento eventual. As bancadas em rocha decomposta 
receberão tratamento sistemático com concreto projetado reforçado com fibras (e = 0,06m). 
Ancoragens passivas φ 1”, L = 3,0m, foram previstas onde necessário. Para os taludes em solo 
residual e saprolito prevê-se a proteção com enrocamento ou por tratamento de concreto 
projetado padrão com tela metálica . 
 
Nos espelhos dos emboques de montante e jusante foi previsto tratamento sistemático com 
concreto projetado reforçado com fibras (e = 0,06m) e malha de ancoragens passivas φ 1”, L 
= 3,0m, # 2,0 x 2,0m. Sobre a abóbada dos emboques de montante e jusante, foi prevista uma 
fileira de tirantes φ 1”, L = 6,0m e FP = 150 KN (9 unidades). 
 
5.4.2 Barragem 
 
As condições de fundação da barragem foram avaliadas pelas informações contidas nos perfis 
individuais das sondagens SM-06, QE-01, SI-01, SI-02, SP-06, SM-107, SM-125, PI-08, SR-
110A, SM-110, SM-106, SR-104, PI-07, SM-104, SP-106, SR-107, SM-112, SM-106, SM-
111, SM-123, SR-110A, SR-110B e SM-124 (Figura A1). 
 74
Além dessas sondagens foram analisados os dados de outros furos localizados na área de 
fundação da barragem, a saber: SP-05, QE-02, SM-114, SM-115, SM-113, SR-105 e SI-03. 
 
Segundo essas sondagens e depois confirmado pelo mapeamento de campo, a parte superior 
das ombreiras é caracterizada por um horizonte saprolítico com espessura entre 3,0 e 9,0m, 
com valores SPT em geral acima de 30 golpes. Subjacente ao saprolito ocorre o horizonte de 
rocha medianamente a muito decomposta (D3-4) e muito fraturada ou fragmentada (F4-5) 
com espessura avaliada entre 10,0 e 30,0m. A espessura deste horizonte decresce 
gradativamente no sentido das calhas do rio Preto e Arrependido, às quais abrigam rocha 
pouco a mediamentente decomposta (D2-3). 
 
Nos trechos de maior declive, adjacentes as calhas dos rios Preto e Arrependido, é comum a 
ocorrência de uma camada superficial de colúvio, que pode abrigar fragmentos e matacões de 
rocha (tálus). 
 
Os ensaios de infiltração executados mostraram valores dispersos, para a permeabilidade do 
saprolito, variando de 10-6 a 10-3 cm/s. A maior parte dos valores está fixada no limite entre 
10-4 e 10-5. 
 
Os valores mais altos de 10-3 cm/s foram registrados em pontos isolados, em geral na 
transição saprolito x rocha decomposta. 
 
No horizonte de rocha medianamente a muito decomposta (D3-4) a condutividade hidráulica 
também apresentou valores muito dispersos, variando de 10-5 (H1) a 10-2 cm/s (H5), sendo 
que em alguns ensaios registrou-se vazão total da bomba. A maior concentração de valores 
está fixada na faixa de 10-4 a 10-5 cm/s. 
 
O horizonte inferior de rocha sã ou pouco decomposta (D1-2) e pouco a medianamente 
fraturada (F2-3) apresentam condutividade hidráulica em geral baixa a muito baixa (H2/H1). 
Entretanto em alguns trechos caracterizados por juntas abertas a condutividade assume 
valores mais altos (10-3 a 10-4 cm/s). 
 
Durante a execução da sondagem SM-110, notou-se a total falta de recuperação no intervalo 
entre 785,83 e 783,33. A rápida descida da composição de sondagem neste trecho, devido 
provavelmente à alta velocidade de rotação e ao grande fluxo d’água de circulação no furo, 
gerou uma suspeita quanto a eventual ocorrência de estrutura cárstica neste trecho. Esta 
suspeita foi corroborada pela total perda d’água na elevação 794,61 e a vazão total da bomba 
nos ensaios de perda d’água conduzidos entre as elevações 796,26 e 787,26. 
 
Buscando dirimir as diversas dúvidas e definir o modelo geológico subsuperficial nesta 
região, foram executadas cinco sondagens adicionais (SR-110A/110B e SM-123/124/125) 
adjacentes ao furo SM-110. Estes furos atingiram profundidades de até 60,0m. 
 
A análise dos dados extraídos dos perfis individuais desses furos revelou os seguintes 
aspectos: 
 
• a suspeita de uma feição cárstica entre as elevações 785,83 e 783,33 no furo SM-110, não 
foi confirmada nos demais furos adjacentes, podendo ser interpretada como uma zona 
extremamente decomposta não recuperada na sondagem. 
 75
• a vazão total da bomba nos ensaios de perda d’água conduzidos no furos SM-110, entre as 
elevações 796,26 e 787,26, também não se repetiu nos outros furos, onde foram 
registrados valores de 10-4 a 10-6 cm/s. Abaixo da elevação 770,00 os ensaios em geral 
revelaram-se estanques; 
 
• nos furos SM-106, SM-111, SM-112, SM-124 e SR-110A foi registrada a presença de 
uma lente de metacalcário, com espessura variável de métrica a decamétrica. A mesma 
encontra-se localizada sob a ombreira direita do rio Preto, mergulhando no sentido de 
montante e na direção da calha do rio, devendo prolongar-se por baixo da ombreira 
esquerda. Nestes furos os testemunhos de metacalcário apresentam-se em geral sãos a 
pouco decompostos, não sendo registradas condutividades hidráulicas elevadas; 
Na sondagem SR-110A foi identificado um vazio na profundidade de 32,00 a 32,94 
(775,13 a 774,19), no trecho reportado ao metacalcário, que apresenta ser localizado, já 
que o mesmo não se repetiu nos demais furos adjacentes. 
 
Os eventuais vazios decorrentes do processo de dissolução nos níveis de metacalcário e 
metassiltito carbonático são de caráter localizado e de pequeno diâmetro. 
 
Os altos valores de permeabilidade foram registrados também em pontos localizados da 
fundação. A média dos valores de permeabilidade está fixada no limite entre 10-4 e 10-5 cm/s. 
 
Para a implantação da barragem de terra deverá ser feita a remoção da capa superficial 
contendo raízes, ficando a barragem apoiada em solo saprolítico de elevada resistência. A 
profundidade desta remoção deverá ser entre 1,0 e 2,0m. 
 
Na região correspondente às vertentes íngremes do Rio Preto, onde previu-se apoiar a 
barragem de enrocamento, deverá ser procedida a remoção total da camada superficial de 
solo, ficando a barragem apoiada na rocha muito a medianamente decomposta (D4-3). No 
leito do rio a barragem será assentada em rocha pouco a medianamente decomposta (D2-3). 
Neste trecho, será executada uma linha de furos de injeção de impermeabilização com 
profundidade em torno de 20,0 m. 
 
5.4.3 Vertedouro 
 
As condições geológico-geotécnicas na área de implantação do Vertedouro foram inferidas 
pelas informações obtidas nas sondagens QE-01, SR-103, SR-110, SM-07 e SM-117e depois 
confirmadas e adequadas pelos mapeamentos de campo. 
 
As escavações ao longo da estrutura do Vertedouro desenvolveu-se numa encosta 
relativamente íngreme, na margem direita do rio Preto, em área adjacente a primeira cachoeira 
de Queimado (Figura A7). 
 
As escavações interceptam materiais de natureza distinta, abrangendo solo residual/saprolito, 
rocha decomposta (D3-4) e rocha pouco decomposta a sã (D2-1). 
 
Para os taludes laterais da calha do Vertedouro o projeto definiu uma altura de 25,0 m e foram 
escavados nos seguintes materiais a partir da superfície do terreno: 
 
 76
• Cobertura de solo residual / saprolito formada por silte-arenoso, pouco argiloso, muito 
compacto, geralmente com valores de SPT > 30 e com espessura média da ordem de 
2,0m. Os taludes nestes materiais tiveram inclinação de 1V: 1,3H; 
 
• Horizonte de metassiltito decomposto (D4/3 – F4/5 – maciço pobre – classe IV) 
compreendendo uma espessura máxima da ordem de 20,0m. Os taludes neste material 
tiveram inclinaçãode 1V:0,6H, com bancadas de 10,0m de altura, intercaladas por 
bermas de 3,0m de largura; 
 
• Horizonte de metassiltito pouco decomposto a são, medianamente fraturado (D2/1-F3 
– maciço bom– classe II) com altura máxima nos cortes em torno de 8,0m, 
compreendendo taludes verticais. 
 
A ogiva e o piso da calha ficaram assentados em maciço classe II (bom). A bacia de 
dissipação natural localizada a jusante da calha revestida, caracteriza-se por um paredão 
subvertical de metassiltito são a pouco decomposto, com aproximadamente 25,0m de altura, 
apresentando os planos de xistosidade mergulhando favoravelmente para o interior do talude. 
O tratamento neste paredão foi considerado como eventual. Para o assentamento da ogiva em 
rocha de melhor qualidade o projeto previu um cut-off na rocha, aprofundando a fundação 
para a elevação 808,50. 
 
Quanto à estabilidade dos taludes laterais em rocha decomposta e fraturada, a principal 
descontinuidade que é a xistosidade e que poderá abrigar fraturas abertas com superfícies lisas 
e estriadas ou com preenchimento por material desagregado, encontra-se posicionada 
favoravelmente aos cortes, apresentando mergulhos para montante. Convém ressaltar que a 
dispersão verificada nas atitudes da xistosidade poderá eventualmente condicionar situações 
menos favoráveis, principalmente na parede esquerda (sentido do fluxo). 
 
Quanto aos tratamentos dos taludes em solo e saprolito no canal de aproximação (1V:1,3H) 
foram previstos materiais de transição e enrocamento. Para os taludes em rocha decomposta 
(maciço classe IV / III – pobre) foi previsto concreto projetado reforçado com fibras (e = 
0,06m). As ancoragens passivas φ 1”, L = 2,5m, poderão ser eventuais. Os taludes em rocha 
sã a pouco decomposta (maciço classe II – bom) poderão ser tratamento eventual. 
 
Com relação aos tratamentos de impermeabilização e drenagem profunda, o projeto previu na 
galeria de drenagem uma linha de furos de injeção e outra de drenagem, com profundidades 
abaixo da linha de escavações, da ordem de 18,0m, abrangendo a zona mais fraturada. 
 
5.4.4 Circuito Hidráulico de Geração 
 
O Circuito Hidráulico de Geração desenvolveu-se sob o espigão localizado na margem 
esquerda do rio Preto, no trecho compreendido entre o barramento e a última cachoeira de 
Queimado. As principais estruturas que compõem o Circuito Hidráulico de geração, são: a 
Tomada d’Água, O Shaft, o Túnel de Adução, a Casa de Força, o Shaft de Cabos e Exaustão, 
o Túnel de Fuga, a Câmara do Stoplog e os túneis auxiliares e de acesso (Figura A28). 
 
As condições geológico-geotécnicas ao longo do circuito foram subsidiadas pelas 
informações extraídas das sondagens SM-102, QE-04, SR-100/107/108/118, SR-
 77
101/109/113/119, QE-06, SR-04/05, SR-119/120/121, SM-101, SR-101/114/116/117 (Figura 
A2). 
 
Os dados extraídos dessas sondagens indicaram de maneira geral, um maciço rochoso com 
características favoráveis às escavações subterrâneas previstas. Apenas nas regiões dos 
emboques dos túneis e dos shafts é que se previu condições menos propícias. 
 
A boa condição da rocha não elimina a hipótese da presença de faixas 
cisalhadas/milonitizadas, como a encontrada sobre a abóbada da Casa de Força, caracterizadas 
por rocha mais fraturada, notadamente nas zonas de contatos entre litologias diferentes ou de 
zonas de dissolução nos trechos de escavação em metacalcários, que se previu tratamento 
sistemático. 
 
Segundo as estimativas de projeto e de acordo com a classificação de Bieniawski e Barton 
(ver Tabelas 5.1 e 5.2 e Figura A3), se previu que as obras subterrâneas deverão ser 
implantadas em cinco classes de maciço (I - boa, IA - razoável, II - regular, III - pobre e IV - 
muito pobre), nas seguintes porcentagens em relação a extensão total do traçado (3.700,0m): 
80% de classes I e IA, 17% de classe II e 7% de classes III e IV. 
 
Com base em tal compartimentação, foram definidos os suportes necessários à estabilidade 
das escavações para cada trecho com geometria específica, que serão abordados a seguir. 
 
As escavações para a implantação da Tomada d’Água atingirão profundidades de até 30,0m, 
interceptando dois tipos de materiais distintos: solo residual/saprolito e rocha medianamente a 
muito decomposta (maciço classe III/IV), conforme Figura A6. 
 
A espessura média de escavação em solo residual e saprolito é de 10,0m, em rocha D3/4 – 
F3/4 (maciço classe III/IV) 8,50m. 
 
Os taludes em solo residual e saprolito tiveram inclinação prevista de 1V:1,5H com proteção 
de concreto projetado com tela. Para as bermas deste material previu-se largura de 7,0m. Para 
os taludes em maciços classes IV e III inclinação de 1V:1H, foram previstos tratamentos com 
concreto projetado reforçado com fibras de aço (e = 0,06m). O emprego de malha de 
chumbadores (φ 1”, L = 3,0m, # 2,5 x 2,5m) é eventual. 
 
A escavação do shaft compreendeu um poço vertical com 80,0m de profundidade e seção 
circular de 2,75m de raio (Figura A15). 
 
O trecho superior entre as elevações 800,00 e 790,00m, aproximadamente, é composto por 
maciço de classe III/IV (rocha medianamente a muito decomposta e medianamente a muito 
fraturada) que exigiu tratamento sistemático com concreto projetado reforçado com fibras de 
aço (e = 0,05m) e tirantes de resina φ 1”, L = 2,5m, # 1,5 x 1,5m, FP = 150 KN. 
 
No trecho restante do shaft o maciço é de qualidade boa a razoável (classes I e IA) só 
requerendo tratamento sistemático onde necessário. De qualquer forma foi prevista a 
aplicação de uma camada de concreto projetado padrão (e = 0,04m) para evitar queda de 
pequenos fragmentos das paredes. 
 
 78
Previu-se que o Túnel de Adução, com 780,0m de comprimento e seção tipo arco-retângulo 
(vão 6,80m), desenvolveria sua escavação em metassiltito são (Figuras A14 e A15), 
ocasionalmente a pouco fraturado (maciço classe I e IA) requerendo apenas a aplicação de 
uma camada de concreto projetado padrão (e = 0,04m), principalmente na abóbada, de modo 
a minimizar a queda de fragmentos, resultante do relaxamento natural do maciço ao redor da 
escavação, ao longo do tempo. 
 
Os eventuais trechos caracterizados por maciço de pior qualidade geomecânica (classes II ou 
III) previu-se tratamentos sistemáticos com concreto projetado e malha de ancoragens. 
 
A Casa de Força do AHE Queimado é subterrânea, compreendendo uma caverna com 
comprimento máximo de 54,50m, altura de cerca de 30,0m e largura aproximada de 14,0m 
(Figuras A16 e A17). 
 
Nos estudos desenvolvidos no Projeto Básico, a caverna estava inserida numa faixa de 
metassiltito carbonático. A zona de contato metassiltito carbonático x metacalcário 
tangenciava a abóbada da caverna, enquanto que o contato metassiltito carbonático x 
metassiltito tangenciava a soleira. A Casa de Força foi deslocada para jusante. 
 
Neste novo local da Casa de Força foram executadas 3 (três) sondagens rotativas profundas 
denominadas de SR-119, SR-120 e SR-121, que atingiram respectivamente as profundidades 
de 140,00, 169,10 e 171,15 m, às quais estavam alinhadas ao eixo das unidades geradoras. As 
sondagens SR-101 (prof. 128,72m) e SR-113 (prof. 126,01m) foram executadas em locais 
adjacentes à Casa de Força. 
 
Nas sondagens SR-120 e SR-121 foram feitos ensaios de ruptura hidráulica nos intervalos de 
140,0 a 143,0, 150,0 a 153,0 e 160,0 a 163,0m. No furo SR-120 este ensaio também foi 
conduzido no trecho de 166,0 a 169,10m. 
 
As investigações executadas neste local revelaram que o maciço rochoso é formado por 
interdigitações de diversos níveis de metacalcário e metassiltito, com predominância do 
primeiro. 
 
Antes do deslocamento a Casa de Força seria escavada parte em metassiltito e parte em 
metacalcário. 
 
Na região adjacente às paredes da caverna, o maciço rochoso apresenta em geral uma boa 
qualidade geomecânica, sendo via de regra caracterizado por rocha sã (D1),consistente 
(C1/2) e ocasionalmente a pouco fraturada (F1/2). A recuperação é quase sempre de 100% e o 
RQD excelente (100%). As fraturas nesta profundidade quase sempre se apresentam fechadas. 
 
As sondagens SR-120 e SR-121 interceptaram, entretanto, nas elevações 654,50 e 660, 00, 
uma faixa de rocha cisalhada que redundou em perda total de água de circulação de sondagem 
devido a presença de rocha muito fraturada. 
 
Nestes furos a zona muito fraturada (faixa cisalhada) está posicionada imediatamente acima 
da abóbada da caverna (Figura A27). 
 
 79
No furo SR-121 a faixa cisalhada apresentou uma espessura de 35 cm, sendo registrada uma 
perda de recuperação de 22 cm. No furo SR-120 a espessura desta faixa foi de 15 cm com 
perda de recuperação de 7 cm. 
 
O N.A. medido após a conclusão desses furos encontra-se estabilizado na elevação 735,0m, 
aproximadamente. Como esta elevação coincide com a cota do N.A. do rio Preto nas 
adjacências da Casa de Força, supõe-se que faixa cisalhada esteja interligada com outro tipo 
de fratura que intercepte a calha do rio. 
 
Para maiores detalhes a respeito do deslocamento da Casa de Força ver item 5,6 e 3 desta tese 
e Figuras A26 e A27. 
 
Devido aos problemas geológicos causados pela faixa cisalhada a Casa de Força foi relocada 
novamente (27,0m para jusante e 36,0 m para o lado esquerdo do fluxo), buscando que esta 
feição passe com um recobrimento mínimo de 10,0 m sobre a abóbada, interceptando somente 
o Túnel de Adução. 
 
Buscando confirmar a configuração espacial da faixa cisalhada, foi programada mais uma 
sondagem profunda (160,0m) denominada de SR-124. 
 
O tratamento da caverna foi previsto como sistemático na abóbada, através de uma camada de 
concreto projetado reforçado com fibras de aço (e = 0,08m), além de tirantes de resina Ø 1”, L 
= 4,0m, # 2,5 x 2,5 m, FP = 150 kN. 
 
Nas paredes laterais onde não haverá revestimento de concreto, foi previsto a aplicação de 
uma camada de concreto projetado reforçado com fibras de aço (e = 0,04m), de modo a evitar 
a queda de fragmentos. No trecho com revestimento de concreto estrutural, o tratamento 
previsto foi de caráter eventual, ou seja, onde necessário. 
 
Embora as condições geológicas não sinalizaram qualquer feição desfavorável com relação à 
estabilidade da abóbada, por motivo de segurança, foi previsto pelo projeto um tratamento 
sistemático em toda a região da abóbada, compreendendo a aplicação de uma camada de 
concreto projetado reforçado com fibras de aço (e = 0,08m), além de tirantes de resina φ 1”, L 
= 4,0m, # 2,5 x 2,5m, FP = 150 KN. 
 
O Shaft de Cabos e Exaustão (profundidade de 115,0m e diâmetro de 3,50m) teve o seu 
trecho superior, com aproximadamente 7,5m de extensão, escavado em solo 
residual/saprolito. Foi previsto neste trecho um revestimento com concreto (e = 0,30m). 
 
O trecho subseqüente com extensão de 7,0m, em rocha decomposta (maciço classe III – 
pobre), requereu tratamento sistemático com concreto projetado reforçado com fibras de aço 
(e = 0,06m) e tirantes de resina φ 1”, L = 2,5m, # 1,5 x 1,5m, FP = 150 KN. 
 
Para o trecho restante, com extensão aproximada de 100,0m, em rocha de melhor qualidade 
geomecânica (maciço classe I/IA), por motivo de segurança quanto à queda de fragmentos, 
previu-se a aplicação de uma camada de concreto projetado padrão com 0,04m de espessura. 
 
O emprego de uma intervenção mais eficiente, compreendendo concreto projetado reforçado 
com fibras de aço e malha de tirantes de resina, só foi previsto em eventuais trechos 
 80
caracterizados por rocha de pior qualidade geomecânica (maciço classes III ou IV) ou no caso 
de faixa de cisalhamento, que poderia interceptar o shaft. 
 
O Túnel de Fuga com aproximadamente 2.740,0m de extensão e seção arco retângulo com 
6,60m de vão, foi interpretado como predominantemente em metacalcário (Figuras A19 e 
A20). Nos trechos compreendidos entre as estacas 40 a 50 (extensão de 100,0m) e 95 a 130 
(extensão de 700,0m), a escavação do Túnel de Fuga foi prevista em metassiltito e 
metassiltito carbonático. 
 
Os lineamentos estruturais fotointerpretados durante o Projeto Básico, com direções NW, 
NNW e NNE, associados a determinados talvegues no terreno natural não apareceram durante 
as escavações, porém foram penalizadas na previsão de tratamentos. 
 
Nos trechos correspondentes a esses lineamentos previu-se que a escavação do túnel de fuga 
deverá ser precedida por furos rotopercussivos profundos, buscando investigar a eventual 
presença dessas zonas mais frágeis. 
 
Quanto a ocorrência de feições cársticas na zona onde se processará a escavação do Túnel de 
Fuga, não foram observados rebaixamentos rápidos da água de circulação nos furos de 
sondagem executados, que indicassem a ocorrência de vazios ou cavidades no metacalcário. 
Com exceção do furo SR-05, nos demais furos os níveis d’água detectados pelas sondagens se 
encontram próximo ao topo rochoso são. 
 
O furo SR-05, entretanto, executado na extremidade de jusante do túnel durante os estudos de 
viabilidade, com 105,0m de profundidade, não interceptou o lençol freático. Esta sondagem 
situa-se próxima a uma área considerada como cárstica. 
 
A estimativa feita pelo projeto é que 43% da extensão do túnel abrigará rocha de boa 
qualidade geomecânica (maciço classe I) que dispensará qualquer tipo de tratamento 
sistemático. Considerou-se também que 40% da extensão do túnel poderá abrigar rocha de 
qualidade razoável (maciço classe IA) que requererá tratamento com concreto projetado 
padrão (e = 0,04m). 
 
Para 5% do túnel, estimou-se que poderá ser constituído por rocha de má qualidade 
geomecânica (maciço classe III – pobre), tendo em vista os diversos contatos de litologias 
diferentes, observados ao longo da diretriz do Túnel de Fuga. Não se descarta, também, a 
ocorrência de caixas de falhas ou megafraturas em pontos isolados do túnel, já que a região 
foi no passado submetida à intensa ação tectônica. O tratamento previsto para os segmentos 
que abriguem esta classe de maciço é composto por concreto projetado reforçado com fibras 
de aço (e = 0,07m) e tirantes de resina φ 1”, L = 2,5m, # 1,5 x 1,5m, FP = 150 KN. 
 
Finalmente os 2% restantes da extensão do Túnel de Fuga foi considerado como constituído 
por rocha de qualidade muito pobre (maciço classe IV), dada a desconfiança da ocorrência de 
feições cársticas associadas a uma acentuada intemperização da rocha. A intervenção proposta 
para este tipo de maciço compreende: cambotas metálicas (I 8”, esp. = 1,0m), concreto 
projetado reforçado com fibras de aço (e = 0,15m), malha de tirantes de resina φ 1”, L = 2,5m, 
# 1,5 x 1,5m e eventualmente enfilagens na abóbada. 
 
 81
A região do desemboque do Túnel de Fuga é notabilizada por um alto paredão de 
metacalcário são a pouco decomposto (maciço classes I e IA), que se estende até a margem 
esquerda do rio Preto (Figura A21). As sondagens SR-102 e SR-114 executadas nas 
adjacências do local do desemboque, perfurou um metacalcário D1/F1 que intercala trechos 
brechados e laminados, com permeabilidade comumente baixa. 
 
Os dados fornecidos pelos furos SR-102 e SR-114 sinalizaram que tanto o espelho do 
desemboque como os taludes laterais, deverão abrigar rocha de boa qualidade geomecânica 
(maciço classe I/IA). Deve ser considerado, entretanto, que pelo fato de se tratar de uma zona 
relaxada do maciço (próxima à superfície do terreno natural) e estar próxima a uma zona que 
abriga feições cársticas (sumidouros, pequenas cavernas, etc), não deve ser eliminada a 
hipótese da ocorrência de determinados trechos onde o maciço apresente uma qualidade 
precária. 
 
Os túneis de acesso ao Túnel de Fuga e a Câmara do Stoplog apresentam condições 
geológico-geotécnicas semelhantes ao desemboque do Túnel de Fuga (Figuras A22 e A23). 
Os emboques desses túneis foram investigados pelas sondagensSR-116 e SR-117. 
 
O Túnel de Acesso a Casa de Força com 710,0m de comprimento e seção em arco retângulo 
com 6,60m de vão foi desenvolvido predominantemente em metassiltito são a pouco 
decomposto (maciço classe I/IA) até as proximidades da Casa de Força, em profundidade que 
deve garantir uma boa qualidade para o maciço rochoso. Eventualmente o maciço poderá 
contemplar trechos específicos, caracterizados por rocha de pior qualidade geomecânica 
(maciço classe II e III) que requererá tratamento sistemático (Figuras A8 e A9). 
 
Na região do emboque do túnel estima-se que a espessura do capeamento de colúvio, solo 
residual e saprolito seja da ordem de 10,0m, prevendo-se que para o horizonte de rocha 
decomposta (maciço classe III/IV) a espessura seja de 4,0m, aproximadamente. A cobertura 
da rocha pouco decomposta a sã (maciço classe I/IA) foi prevista em um diâmetro (≅ 7,0m). 
 
Nos cortes correspondentes aos emboques dos túneis de acesso, os taludes em solo tiveram 
inclinação 1V:1,3H. Os taludes em rocha decomposta uma inclinação de 1V: 0,5H e 1V:1H 
serão protegidos com uma camada de concreto projetado reforçado com fibras (e = 0,06m). 
Os taludes verticais em rocha pouco decomposta a sã (maciço classe I/IA) foram previstos 
tratamento somente onde necessário. 
 
Buscando evitar queda de fragmentos nas abóbadas dos túneis de acesso, foi prevista pelo 
projeto a aplicação de uma camada de concreto projetado padrão (e = 0,04m) abrangendo toda 
a extensão dos túneis, mesmo nos trechos considerados como rocha de boa qualidade 
geomecânica. O emprego de concreto projetado reforçado com fibras e de tirantes de resina, 
foi previsto como restrito aos trechos onde o maciço apresentou uma qualidade mais precária. 
 
5.4.5 Diques de Contenção 
 
Localizam-se em um divisor de águas entre o talvegue direcionado para montante (para o 
reservatório) e outro para jusante (no sentido do vale lateral do circuito hidráulico), cortado 
por estrada vicinal que expõe um saprolito/solo residual dos metassedimentos. 
Quatro sondagens a percussão executadas (SP-100 a SP-103) indicaram uma cobertura de 
solo residual silto-arenoso com 1,0 a 3,0m de espessura e valores SPT mínimo de 16 golpes e 
 82
máximo de 32 golpes. Abaixo do solo residual ocorre um saprolito silto-arenoso muito 
compacto (valores de SPT entre 31 e 50), com todas as sondagens tornando-se impenetráveis 
por volta de 5,2m. 
 
Todos os ensaios de infiltração realizados apresentaram resultados de permeabilidade inferior 
a 2,2x10-5cm/s, indicando permeabilidades baixas a muito baixas para o maciço de fundação 
dos diques. 
 
5.5 MAPEAMENTOS GEOLÓGICO-GEOTÉCNICOS 
 
Durante a fase de obra (escavações e tratamentos) foram elaborados os mapeamentos 
geológico-geotécnicos de todas as superfícies finais de escavação, nas escalas 1:100 e 1:200, 
com a representação gráfica dos aspectos litológicos, estruturais e geomecânicos dos maciços 
rochosos. Esses mapeamentos serviram para documentar os projetos “como construído” (as 
built) de todas as superfícies finais de escavação do AHE Queimado. 
 
Nesses mapeamentos foram registrados os seguintes parâmetros: 
 
• Graus de decomposição - variam de D1 (rocha sã) a D5 (rocha extremamente 
decomposta/saprolito); 
• Graus de Consistência - variam de C1 (muito consistente) a C5 (friável); 
• Graus de Fraturamento - variam de F1 (ocasionalmente fraturado) a F5 (extremamente 
fraturado/fragmentado); 
• Tipos litológicos - metassiltito maciço (MSM), laminado (MSL) e carbonático (MSC)/ 
metacalcário laminado (MCL), brechado (MCB) e maciço (MCM), indicação de cores 
e tonalidades das rochas; 
• Horizontes de solo – colúvio (CO), residual (SR) e saprolito (S A); 
• Índice de rugosidade das juntas - varia de R0 (juntas descontínuas) a R8 (arenosa, com 
espessura suficiente para impedir contato entre paredes); 
• Índice de alteração e preenchimento das juntas - varia de A0 (selada e impermeável, 
preenchida por quartzo ou calcita) a A11 (espessa, contínua zona de argila); 
• Representação gráfica dos aspectos estruturais – xistosidade plana e ondulada, fraturas 
plana e ondulada, contatos litológicos e entre feições, veios de quartzo, zonas 
cisalhadas e fragmentadas; 
• Atitude das feições planares – indicação da direção do mergulho (dip direction) e 
mergulho (dip) de todas as feições planares mapeadas; 
• Classificação geomecânica para determinação do índice Q – RDQ (varia de 0 a 100), 
Jn (varia de 0,5 a 20), Jr (varia de 0,5 a 4,0), J a (varia de 0,75 a 24,00), Jw (varia de 
0,05 a 1,00), SRF (varia de 0,5 a 20,0); 
• Classes de maciço rochoso: variam de classe I (18 < Q < 54) a classe IV (0,02 < Q < 
0,06); 
• Dados relativos a água subterrânea: surgência, gotejamento, vazão; 
• Tratamentos executados: concreto projetado padrão (CPP) e reforçado com fibra 
(CPRF), injeção de calda de cimento, furos de drenagem, chumbadores e tirantes; 
 83
Figura 5.1 - Legenda dos Mapas 
 84
Dados técnicos dos mapas são os pontos de referência (estacas, marcos, cotas), indicação de 
terreno natural, limite de berma, furos de sondagem, mudança de direção da superfície 
mapeada e instabilizações (escorregamentos, descunhamentos, erosões e ravinamentos). 
 
Através do programa computacional DIPS (desenvolvido pela Universidade de Toronto, 
Canadá) foram feitas análises estereográficas de todos os dados coletados no campo, com 
bússola de geólogo (atitudes), com o objetivo de identificar as famílias de descontinuidade 
mais representativas do maciço rochoso escavado e elaborar as análises cinemáticas de 
ruptura nos taludes e nas estruturas subterrâneas. Os dados globais foram tratados com o uso 
do programa STEREONET (Desenvolvido pela Universidade de Bochum, Alemanha). 
 
 
5.5.1 Dados estruturais globais fornecidos pelos mapeamentos 
 
De acordo com a análise dos dados obtidos dos mapeamentos geológico-geotécnicos 
efetuados nas escavações do AHE Queimado, pode-se afirmar que predominam nos diversos 
taludes, fundações e estruturas subterrâneas da obra, 3 a 4 sistemas de descontinuidades, 
conforme pode ser observado nos diagramas de frequência realizados para cada estrutura. No 
entanto, o diagrama global, elaborado através do programa computacional STEREONET com 
8.171 medidas polares, mostra a concentração de dois sistemas mais evidentes, designados 
como famílias F1 e F2, de atitudes: 
 
• F1 = N34W / 58 SW ou pelo dip direction/dip - 236 / 58 
• F2 = N70W / 22 NE ou pelo dip direction / dip - 20/22 
 
0.0 %
0.5 %
1.0 %
1.5 %
2.0 %
2.5 %
3.0 %
3.2 %
(a) (b) 
N = 8171 
pólos
 
Figura 5.2 - Diagrama global de pólos (a) e de contorno de pólos de igual densidade 
percentual (b) da obra de Queimado 
 
 85
Figura 5.3 - Diagrama de rosetas (global) mostrando o sentido do mergulho das principais 
famílias de descontinuidades das escavações do AHE Queimado, 
com predominância para o quadrante SW. 
 
 
A direção preferencial dos planos de descontinuidades mostrada pelo tratamento dos dados 
estruturais é N10W – N75W. Essa variação de direção pode estar associada com o alívio de 
tensões proporcionado pelo entalhamento do rio Preto (descompressão do maciço rochoso), 
condição também verificada pela alta energia erosiva no trecho encachoeirado entre o 
barramento e a saída do túnel de fuga. Os estereogramas que serão mostrados, nos itens 
seguintes, mostram uma variação nas atitudes coincidente com a variação da direção do vale 
do rio Preto. Isto é melhor observado nas estruturas do vertedouro e principalmente no túnel 
de acesso ao túnel de fuga por jusante (túnel 4), onde o rio Preto muda bruscamente de 
direção. 
 
5.5.2 Túnel de desvio 
 
O sistema de desvio do rio Preto no AHE Queimado é composto pelo canal de montante, o 
túnel de desvio e o canal de jusante (Figuras A4 e A5). Nos mapeamentos geológico-geotécnicos das superfícies finais de escavação a céu aberto e subterrâneas foram 
identificados vários parâmetros geomecânicos que permitiram a determinação da classe 
geomecânica do maciço rochoso, com base na classificação de Grimstad e Barton (1996), e 
serviram para a definição das categorias de tratamento especificadas em projeto (Figura A3). 
 
O canal de montante é formado basicamente por saprolito de metassiltito laminado entre as 
elevações 806,00 e 804,00 m, com espessuras variáveis, acompanhando o terreno natural. 
Abaixo da elevação 804,00 m o maciço passa a ser formado por metassiltito medianamente 
decomposto e medianamente consistente (D3, C3) passando a pouco decomposto e 
consistente (D2, C2) até praticamente a elevação 776,00 m. 
 
A foliação no local tem atitude média N04W/55SW, sendo do tipo R7A9 (com preenchimento 
argiloso), sendo que no espelho do túnel a foliação condicionou a geometria final desta 
superfície. Mais três sistemas de juntas de cisalhamento estão presentes N61W/61NE, 
N52E/81SE e N70W/68SW. Todos as juntas são do tipo R2A3 -lisa e ondulada. 
 86
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N= 318 pólos 
 
 
 
Figura 5.4 - Diagrama de contorno de pólos do canal de montante do túnel de desvio. 
 
Da análise estereográfica acima se pode obter as seguintes famílias principais de 
descontinuidades para o canal de montante do túnel de desvio: 
 
• F1 = N4oW/55oSW (xistosidade) 
• F2 = N61oW/61oNE 
• F3 = N52oE/81oSE 
• F4 = N70oW/68oSW 
 
No túnel de desvio o maciço rochoso é caracterizado litologicamente por metassiltito 
laminado (MSL), D2/C1, entre as progressivas 0,00 a 61,00 m. Desta progressiva em diante a 
rocha passa gradativamente para metassiltito carbonático (MSC), D1/C1, com algumas 
fraturas seladas por calcita, até a progressiva 120,00 m. Daí até o final do túnel, progressiva 
233,20 m, predominam o metacalcário maciço e o metacalcário brechado (MCB/MCM). 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N = 325 pólos 
 
 
Figura 5.5 - Diagrama de contorno de pólos do túnel de desvio 
 87
Da figura anterior pode-se definir as seguintes famílias principais de descontinuidades: 
 
• F1 = N6oW/47oSW (xistosidade) 
• F2 = N40oW/57oNE 
• F3 = N61oE/81oSE 
 
A predominância é de descontinuidades tipo R1A2 (rugosa e irregular, pouco alterada), 
porém, entre as progressivas 147,00 e 207,80 m apareceu uma fratura tipo R5A3 (lisa e plana, 
com película de argila), com atitude variando de N20W/40NE a N12W/49SW, formando uma 
feição no teto do tipo “chapéu de bispo”. 
 
As classificações de maciços rochosos e, consequentemente, os tratamentos aplicados poderão 
ser verificados no item 5.8 desta tese. 
 
Os taludes do canal de jusante (desemboque), entre as elevações 816,00 e 800,00 m, é 
constituído por saprolito de metassiltito recoberto por uma pequena camada (0,20 a 1,00 m de 
espessura) de solo residual. Esse saprolito apresenta como característica principal a 
preservação reliquiar da xistosidade e fraturas oxidadas (com fino preenchimento argiloso). 
 
Entre as elevações 800,00 e 770,00 m os taludes são constituídos por metassiltito laminar 
(MSL), D4/C4, com descontinuidades do tipo R2A4 (lisa e ondulada, com preenchimento 
argiloso). Em torno da elevação 771,00 m aparece o contato brusco entre o metassiltito e o 
metacalcário maciço (MCM), D1/C1. Neste trecho observam-se juntas de cisalhamento do 
tipo R2A4 com atitude N20W/45SW, coincidentes com a xistosidade. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N = 146 Pólos 
 
 
 
Figura 5.6 - Diagrama de contorno de pólos do canal de jusante do túnel de desvio. 
 
Da figura acima pode-se definir as seguintes famílias principais de descontinuidade: 
 
 88
• F1 = N20oW/60oSW (xistosidade) 
• F2 = N68oW/77oSW 
• F4 = N51oW/66oNE 
 
A família F1 condicionou alguns escorregamentos no talude esquerdo do canal de jusante que 
serão mais bem descritos no item a respeito de condicionantes geológico-geotécnicos 
encontrados na escavação durante a execução da obra. 
 
5.5.3 Túnel de acesso a casa de força (túnel 1) 
 
O túnel de acesso a casa de força subterrânea do AHE Queimado, também chamado de túnel 
1, é composto pelo seu emboque a céu aberto e a estrutura subterrânea propriamente dita, com 
710,00 m de comprimento e seção arco-retângulo de 3,30 m de raio e 3,70 m de altura das 
paredes (Figuras A8 e A9). 
 
O maciço rochoso do emboque é formado por metassiltito carbonático (MSC) em vários 
estágios de decomposição. Entre as elevações 780,00 e 770,00 m predomina saprolito de 
metassiltito carbonático. Da elevação 770,00 a elevação 760,00 m o maciço passa a ser 
composto por metassiltito carbonático D4/C4, passando para D3/C3 da elevação 760,00 a 
750,00 m a D2/C2-C1 entre as elevações 750,00 e 740,00 m. Da elevação 740,00 a 727,00 m, 
onde encontram-se o espelho do túnel e as paredes laterais do emboque, o maciço rochoso se 
apresenta menos decomposto. Na parede esquerda, no sentido da casa de força, a rocha foi 
mapeada como D2/C2, enquanto na parede direita e no espelho a rocha apresenta-se 
praticamente sã (D1/C1). 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N = 172 pólos 
 
 
 
 
Figura 5.7- Diagrama de contorno de pólos do emboque do túnel 1. 
 
Do diagrama de pólos acima pode-se definir como descontinuidades principais: 
 89
• F1 = N60oW/50oSW (xistosidade) 
• F2 = N06oE/56oNW 
• F3 = N61oW/14oNE 
 
As famílias F1 e F3 tratam-se de variações da foliação (xistosidade) do metassiltito 
carbonático e são do tipo R3A3 (ondulada e com estrias de fricção, paredes com pouca 
argila). Já a família F2 é do tipo R2A2 (lisa e ondulada parede, pouco alterada). 
 
O tratamento aplicado no emboque foi constituído basicamente por concreto projetado 
reforçado com fibras de aço (CPRF) e fixação de um colar de tirantes no contorno da 
escavação do túnel. Além desse tratamento previsto no projeto, houve a necessidade da 
aplicação de um reforço para contenção de cunhas potencialmente instáveis, com a colocação 
de chumbadores eventuais, principalmente no lado direito devido a influência da família F3. 
 
No túnel de acesso a casa de força, de um modo geral o maciço rochoso mapeado é composto 
por metassiltito carbonático (MSC), cinza, D1/C1, com exceção dos 20,00 metros iniciais 
onde a rocha apresenta-se D2/C1-C2 e com fraturamento mais acentuado. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N = 1163 pólos 
 
 
 
 
 
Figura 5.8 - Diagrama de contorno de pólos do túnel de acesso a casa de força. 
 
Com base no diagrama de pólos acima, define-se como famílias de descontinuidades 
principais para o túnel 1: 
 
• F1 = N71oW/21oNE 
• F2 = N47oW/57oSW 
• F3 = N54oE/65oSE 
• F5 = N07oE/69oSE 
 
 90
Os sistemas F1 e F2 tratam-se de variações de atitude da própria foliação do metassiltito 
carbonático e são do tipo R5A1 (lisa e plana, com paredes sãs) para a família F1 e R4A3 
(rugosa e irregular, paredes areno-argilosas). Já os sistemas F3 e F5 são do tipo R5A1 (lisa e 
plana, com paredes sãs). 
 
A classificação do maciço rochoso por trechos pode ser verificada no anexo B desta tese, 
porém foram aplicados os tratamentos previstos em projeto, com exceção do trecho entre as 
progressivas 680,00 e 710,00 m, onde foi executado um reforço no tratamento com aplicação 
de tirantes, visando a contenção de cunhas. 
 
5.5.4 Casa de força 
 
O mapeamento geológico-geotécnico foi elaborado em todo o complexo da casa de força, que 
consiste além da estrutura principal, do poço de cabos e exaustão,a câmara de comportas da 
sucção das máquinas, galeria de drenagem, galeria de sucção e subestação. 
 
O mapeamento da casa de força foi executado na abóbada, paredes montante e jusante e 
paredes norte e sul, além do piso (fundação da estrutura de concreto). Em toda a caverna da 
casa de força predomina metassiltito carbonático (MSC), são e consistente (D1/C1), pouco 
fraturado, cortado localmente por superfícies de cisalhamento de pequena espessura. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N = 465 Pólos 
 
 
 
Figura 5.9 - Diagrama de contorno de pólos da caverna da casa de força. 
 
Do diagrama acima pode-se retirar as seguintes famílias de descontinuidades principais: 
 
• F1 = N15oW/67oSW 
• F2 = N41oW/52oSW 
• F4 = N23oE/59oSE 
 91
As famílias F1 e F2 tratam-se de variações de atitude da foliação (xistosidade) do metassiltito 
carbonático devido a dobramentos suaves, sendo ambas do tipo R1-R2A1 (rugosa irregular a 
lisa ondulada, com paredes sãs). Já a família F4 é do tipo R2A1 (lisa e ondulada, com paredes 
sãs). Dobramentos dos planos de foliação levam a variações no vetor mergulho, cujos 
azimutes vão de N05W a N75W e os ângulos de mergulho variam de 45 SW a 80 SW, 
verificações estas possíveis principalmente no mapeamento do piso da caverna. 
 
Os maciços mapeados foram basicamente os de classe I e IA, conforme previstos no projeto, 
porém ocorreram mudanças nos tratamentos em função dos furos para instalação de tirantes 
terem interceptado uma zona de cisalhamento sobre a abóbada na proximidade do encontro 
das paredes montante e sul. Maiores detalhes a esse respeito serão tratados no item a respeito 
dos condicionantes geológico-geotécnicos. 
 
O poço de cabos e exaustão, estrutura circular com diâmetro de 3,5 m e comprimento de 150 
m, liga a casa de força a subestação na superfície. Essa estrutura é composta por saprolito de 
metacalcário de 0,00 a 5,00m, passando para metacalcário D4/C4 de 5,00 a 11,00 m. A atitude 
da xistosidade de 0,00 a 11,00 m é N10W/30SW. De 11,00 a 15,00 m o metacalcário torna-se 
D2/C2, adquirindo textura típica de metacalcário brechado. De 15,00 até 120,00 m o 
metacalcário brechado (MCB) apresenta-se são e muito consistente (D1/C1), tornando-se a 
foliação pouco evidente, predominando as fraturas N40E/60NW do tipo R2A2 e 
N30W/60SW também R2A2 (subparalela a xistosidade). Entre 120,00 e 125,00 m ocorre o 
contato litológico entre o metacalcário brechado e o metassiltito carbonático (MSC), o qual 
não interfere na qualidade excelente do maciço rochoso. De 125,00 até 150,00 m, portanto, a 
rocha dominante é um metassiltito carbonático, D1/C1, ficando a foliação nesse trecho bem 
mais evidente e penetrativa, o que promove um decréscimo no valor do índice Q sem, 
contudo, mudar a classe do maciço rochoso. 
 
O tratamento aplicado no poço de cabos e exaustão trata-se de concreto projetado padrão para 
contenção superficial de pequenos blocos na zona abalada pela detonação e no topo, junto a 
subestação, foi aplicado concreto projetado reforçado com fibra sobre tela metálica. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N = 58 pólos 
 
 
 
Figura 5.10 - Diagrama de contorno de pólos do poço de cabos e exaustão da casa de força. 
 92
Com base no diagrama da Figura 5.9 pode-se definir as seguintes descontinuidades principais 
para o poço de cabos e exaustão: 
 
• F1 = N3oW/40oSW 
• F2 = N66oW/60oSW 
• F3 = N41oW/61oSW 
 
As três famílias são na realidade variações de direção da xistosidade devido a dobramentos no 
metacalcário de textura brechóide. 
 
A câmara das comportas da sucção possui dimensões de 40,00 m de extensão x 8,65 m de 
altura x 3,00 m de largura e é constituída por metassiltito carbonático (MSC), D1/C1 entre as 
progressivas 0,00 e 28,00 m, passando lateralmente para metacalcário brechado (MCB), 
também D1/C1, da progressiva 28,00 a 40,00 m. A foliação apresenta atitude média 
N60W/70SW, com planos do tipo R2A2. Além da xistosidade aparece um sistema de fraturas 
com atitude média N40E/75SE, do tipo R2A1. 
 
O tratamento aplicado na câmara de comportas consistiu basicamente por concreto projetado 
padrão e tirantes aleatórios para a consolidação de cunhas instáveis, principalmente na parede 
esquerda entre as progressivas 0,00 e 10,00 m e na parede direita entre as progressivas 20,00 e 
33,00 m. 
 
A galeria de drenagem, posicionada sobre os condutos forçados, com seus três ramos, foi 
escavada em maciço constituído por metassiltito carbonático (MSC), D1/C1, apresentando 
foliação bastante evidente e penetrativa. A ocorrência de zonas de cisalhamento foram 
observadas principalmente no pé da parede direita dos ramos II e III e abóbada do ramo I. 
 
O tratamento na galeria de drenagem, por se tratar de maciços classe I e IA, consistiu 
basicamente de tirantes eventuais para a fixação de cunhas e blocos instáveis localizados nas 
abóbadas. 
 
A galeria de sucção fica posicionada entre os tubos de sucção das máquinas e o início do túnel 
de fuga, possui dimensão de 29,63 m de comprimento x 6,00 m de altura x 6,00 m de largura. 
É constituída por metassiltito carbonático, D1/C1, com a foliação apresentando atitude média 
N30W/60SW, do tipo R2A2. As fraturas mapeadas mostram atitudes médias N45E/40SE do 
tipo R2A3, e N10W/67SW do tipo R1A2. 
 
Devido as interseções da galeria de sucção com os tubos de sucção e com o túnel de fuga, o 
maciço D1/C1 foi penalizado e foi classificado como de classe III (3 x Jn). Em vista disso o 
tratamento aplicado consistiu em tirantes sistemáticos na abóbada e concreto projetado 
reforçado com fibras. 
 
Na subestação foram mapeados os taludes de escavação entre as elevações 805,00 e 815,00 m, 
tratando-se de saprolito de metassiltito laminado e rocha D4/C4. A descontinuidade principal 
encontrada é a xistosidade reliquiar com atitude média N60W/30SW. De forma subordinada 
aparecem três sistemas de fratura do tipo R5A2 (lisa e plana, paredes pouco alteradas) e 
atitudes médias N78E/40NW, NS/40E e N10E/36SE. Não forma observadas descontinuidades 
desfavoráveis do ponto de vista de estabilidade dos taludes, porém, ocorre o fenômeno de 
 93
empastilhamento devido a ciclagem do metassiltito laminado muito decomposto, o que requer 
uma proteção superficial em concreto projetado para evitar sua evolução. 
 
5.5.5 Túnel de acesso ao túnel de fuga por montante (túnel 2) 
 
O túnel de acesso ao túnel de fuga por montante, também conhecido na obra como túnel 2, 
possui 312,50 m de comprimento e 6,00 m de diâmetro equivalente, tem a função de unir o 
túnel de acesso a casa de força (túnel 1) a galeria de sucção / túnel de fuga (na estaca 0,0) 
(Figuras A10 e A11). Sua escavação foi executada entre junho e setembro de 2001. 
 
O túnel 2 é constituído por metassiltito carbonático (MSC) D1/C1, entre as progressivas 0,00 
e 95,00 m, metacalcário maciço (MCM) D1/C1, em contato por falha com o MSC, entre as 
progressivas 95,00 e 305,00 m, e novamente metassiltito carbonático (MSC) D1/C1, entre as 
progressivas 305,00 e 312,50m. Na região de ocorrência do metacalcário as famílias de 
descontinuidades predominantes são N65W/29NE do tipo R5A0 (lisa e plana, selada), 
N68W/78SW do tipo R1A2 (rugosa e irregular, com parede pouco alterada) e N81W/40NE 
do tipo R5A2. 
 
Os tratamentos aplicados foram aqueles preconizados na fase de projeto, com exceção 
daqueles executados no trecho entre as progressivas 140,00 e 160,00 m onde ocorreu o 
fenômeno de rock burst de intensidade baixa. Neste local o maciço foi classificado como 
classe II, com a aplicação de tirantes e concreto projetado padrão. Maiores detalhes a esse 
respeito, como também sobre as zonas de contato litológico e de cisalhamento, serão descritos 
no item a respeito de condicionantes geológico-geotécnicos. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N = 638 pólos 
 
Figura 5.11 - Diagrama de contornode pólos do túnel 2 
 
O Diagrama de freqüência de pólos acima definiu as seguintes descontinuidades principais: 
 
• F1 = N32oW/67oSW (xistosidade) 
• F2 = N83oW/32oNE 
• F3 = N71oW/59oSW 
 94
5.5.6 – Túnel de acesso ao túnel de adução (túnel 3) 
 
O túnel de acesso ao túnel de adução, nomeado túnel 3, possui comprimento total de 180,84 
m e 6,00 m de diâmetro equivalente e sua escavação foi executada entre junho e setembro de 
2001. Sua função é unir o túnel de acesso a casa de força (túnel 1) ao túnel de adução, para 
facilidade executiva da escavação e construção dos condutos e sistema adutor (Figuras A12 e 
A13). 
 
O maciço rochoso do túnel 3 é composto por metassiltito carbonático, D1/C1, entre as 
progressivas 0,00 e 95,00 m e metassiltito laminado (MSL), D1/C1, entre as progressivas 
95,00 e 180,84 m. O tratamento aplicado foi aquele previsto em projeto, salvo naqueles locais 
com ocorrência de zonas de cisalhamento, com surgências d’água, onde o maciço foi 
classificado como de classe II. Essas zonas de cisalhamento serão descritas no item a respeito 
de condicionantes geológico-geotécnicos. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N = 273 pólos 
 
 
 
Figura 5.12 - Diagrama de contorno de pólos do túnel 3 
 
Do diagrama acima pode-se definir as seguintes descontinuidades principais para o túnel 3, 
em ordem de predominância respectivamente: 
 
• F1 = N55oW/82oNE 
• F2 = N37oW/55oSW (xistosidade) 
• F3 = N39oE/40oSE 
 
As famílias F1 e F3 são predominantemente do tipo R1A3 (rugosa e irregular, paredes com 
pouca argila) e a família F2, R1A2/A3 (rugosa e irregular, parede com pouco alterada – com 
pouca argila). 
 
 
 
 
 95
5.5.7 Túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante (túnel 4) e túnel de acesso a câmara de 
stoplog (túnel 5) 
 
O túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante, túnel nomeado como 4, possui 309,78 m de 
comprimento e 6,00 m de diâmetro equivalente, foi escavado entre janeiro e julho de 2002. 
A função do túnel 4 é permitir o acesso para a escavação do túnel de fuga no sentido jusante – 
montante, como também a escavação do túnel de acesso a câmara de stoplog do túnel de fuga 
(a partir da progressiva 187,00 m) e a construção dessa estrutura de fechamento. 
 
O mapeamento da região do emboque do túnel 4 mostrou a ocorrência de capeamento de solo 
coluvionar com espessura média de 3,5 m, sobre saprolito de metacalcário laminado com 
espessura média de 1,5 m, entre as elevações 666,00 e 669,00 m do espelho do túnel. Todo o 
restante do maciço do espelho é composto por metacalcário laminado (MCL) em diferentes 
graus de decomposição, predominando metacalcário D2/C2 de cor cinza escura. 
 
O tratamento do emboque consistiu na aplicação de tela metálica, concreto projetado 
reforçado com fibras (CPRF) e chumbadores. Para iniciar a escavação subterrânea, nesses 
materiais de baixa qualidade geomecânica, foi necessário a execução prévia de enfilagens 
químicas com 9,00 m de comprimento para a sustentação da abóbada. 
 
O túnel 4 é constituído por metacalcário laminado (MCL), D3/C2, entre as progressivas 0,00 
e 40,00 m, MCL D2/C2 entre as progressivas 40,00 e 150,00 m, MCL D2/C1 entre as 
progressivas 150,00 e 248,00 m e MCL D1/C1 entre as progressivas 248,00 e 309,78 m. 
 
Esse túnel teve seu emboque antecipado em cerca de 200,00 m de extensão devido às 
dificuldades construtivas do acesso a céu aberto, em região com topografia bastante 
acidentada. Por este motivo as condições do novo emboque foram bem desfavoráveis no que 
se refere às condições geomecânicas dos materiais escavados tanto no espelho, como nos 
metros iniciais da escavação subterrânea. O túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante 
previsto no projeto seria mais curto e escavado sempre em maciço classe I. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N = 423 pólos 
 
 
Figura 5.13 - Diagrama de contorno de pólos do túnel 4 
Com base no diagrama acima foram definidas as seguintes famílias de descontinuidades 
principais: 
 96
• F1 = N86oW/44oNE 
• F2 = N77oE/76oSE 
• F3 =N66oW/51oSW 
 
No trecho inicial do túnel (0,00 a 38,00 m) o maciço foi classificado como classe IV e possuía 
juntas com atitude N55W/19NE do tipo R7A9 (com preenchimento argiloso e material 
fragmentado) e o tratamento consistiu na colocação de tela metálica e 0,15 m de CPFR, mais 
duas linhas de chumbadores em cada parede para evitar que ocorresse flambagem do 
revestimento. No restante do túnel o tratamento seguiu o estabelecido em projeto em função 
das classes de maciço definidas no mapeamento. 
 
Vale ressaltar que entre as progressivas 38,00 e 82,00 m apareceram juntas de atitude 
N48W/46NE do tipo R7A6 (com preenchimento argiloso contínuo), o que exigiu o uso de 
tirantes e CPRF. No trecho de 69,00 a 82,00 m foi necessária a aplicação também de tela 
metálica devido ao espessamento dessas mesmas juntas (em torno de 3,00 m de largura – 
feixe de juntas paralelas a xistosidade). Entre as progressivas 110,00 e 150,00 m foram 
mapeadas fraturas com atitude N80E/82SE do tipo R3A3 (ondulada e com estrias de fricção, 
paredes com pouca argila) e no trecho de 150,00 a 200,00 m aparecem fraturas do tipo R5A3 
(lisa e plana, paredes com pouca argila) com atitude N60W/75SW. 
 
O túnel de acesso a câmara de stoplog foi escavado em metacalcário laminado (MCL) D1/C1 
e foi classificado como maciços classes I/IA. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N = 99 pólos 
 
 
 
 
Figura 5.14 - Diagrama de contorno de pólos do túnel 5 
 
Do diagrama acima se obtém as seguintes famílias de descontinuidades principais: 
 
• F1 = N85oE/59oSE e F2 = N25oW/51oSW 
 
 97
5.5.8 Tomada d’água 
 
A estrutura da tomada d’água foi implantada na ombreira esquerda junto a barragem de terra e 
faz a ligação entre o reservatório e o túnel de adução, sendo escavada entre as elevações 
830,00 e 801,00 m, tendo seu canal de adução a elevação 805,00 m e 80,00 m de 
comprimento (Figura A6). 
 
A escavação dos taludes se transcorreu em solo residual e saprolito de metassiltito laminado 
entre as elevações 830,00 e 820,00 na inclinação 1,0V : 1,5H , em metassiltito laminado 
(MSL) D4/C4 entre as elevações 820,00 e 810,00 m (inclinação 1,0V : 1,0H) e finalmente foi 
concluída em MSL D4,C3 entre as elevações 810,00 e 801,00 m na inclinação 1,0H : 1,0V. 
As maiores espessuras de solo residual e saprolito foram encontradas nos taludes direito e 
esquerdo, chegando a atingir 10,00 m. 
 
A principal feição estrutural encontrada foi a xistosidade que proporcionou laminação intensa 
do metassiltito sendo caracterizada como do tipo R5A2 (lisa e plana, oxidada e com película 
de argila) a R4A3 (irregular, com fino preenchimento argiloso) nas regiões mais cisalhadas 
entre as elevações 820 e 832,00 m. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N = 314 pólos 
 
 
 
 
Figura 5.15 - Diagrama de contorno de pólos dos taludes da tomada d’água 
 
Do diagrama acima pode-se retirar as seguintes famílias de descontinuidades principais: 
 
• F1 = N76oW//67oSW 
• F2 = N89oW/83oSW 
• F3 = N10oE/66oNW 
 
As famílias F1 e F2 são na realidade variações da própria xistosidade perturbada por 
dobramentos e zonas de cisalhamento e a família F3 é do tipo R2A3. 
 98
5.5.9 Túnel de Adução 
 
O túnel de adução é constituído de um poço vertical, um trecho subhorizontal e o conduto 
forçado. Imediatamente abaixo da tomada d’água (elevação 798,00 m) o circuito adutor se 
inicia através de um poço com diâmetro de 5,50 m e 75,00 m de comprimento, logo após, o 
trecho subhorizontal foi escavado em seção arco retângulo de 6,80 m de diâmetro, inclinação 
de 12,50 % e 780,00 m de comprimento entre as elevações de piso 718,00 e 628,75 m. A 
partir desse ponto inicia o conduto forçado com33,00 m de comprimento, inclinação de 0,5% 
e diâmetro de escavação de 6,00 m, a partir do qual são feitas as derivações para as 3 unidades 
de geração. No trecho de transição do túnel adutor para o conduto forçado, foi escavado no 
piso uma armadilha para contenção de blocos (rock trap) que venham a se soltar das paredes e 
teto durante a operação da usina, com 25,00 m de comprimento e 1,50 m de profundidade. 
 
O poço vertical é constituído por metassiltito laminado (MSL) D4/C3 entre 0,00 e 8,50 m de 
profundidade, passando para MSL D3/C2 entre 8,50 e 30,00 m de profundidade, MSL D2/C1 
entre 30,00 e 64,00 m de profundidade e metassiltito brechado (MSB) D1/C1 entre 64,00 e 
75,90 m de profundidade. Em 11,50 m ocorreu a redução de diâmetro do poço de 7,00 m para 
5,50 m no local de apoio da torre da tomada d’água. 
 
A principal descontinuidade encontrada é a xistosidade associada a zonas de cisalhamento que 
levam a uma redução da qualidade do maciço. Essa condição geológica será descrita no item a 
respeito de condicionantes geológico-geotécnicos. 
 
 
 
 
 
 N = 149 pólos 
 
 
 
 
Figura 5.16 - Diagrama de contorno de pólos do poço da tomada d’água. 
 
Foram definidas as seguintes famílias principais de descontinuidades com base no diagrama: 
 
• F1 = N23oW/46oSW 
• F2 = N21oW/66oSW 
• F3 = N67oW/51oSW 
 99
As famílias definidas na realidade são variações da xistosidade dobrada e cisalhada. 
 
O trecho subhorizontal (12,5% de rampa) e o conduto forçado (0,5 % de rampa) do túnel de 
adução são compostos integralmente por rocha sã consistente (D1/C1) sendo entre as 
progressivas 0,00 (encontro com o poço vertical) e 310,00 m foi escavado metassiltito 
carbonático (MSC), entre 310,00 e 505,00 m metacalcário brechado (MCB) e no trecho final 
entre 505,00 e 788,00 m MSC, sendo que o contato litológico entre o MSC e o MCB é 
gradacional e estratigráfico. O túnel de adução foi escavado de jusante para montante a partir 
do túnel de acesso (túnel 3) na progressiva 675,00 m e a partir desse ponto para jusante foi 
escavado o conduto forçado e suas 3 derivações. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N = 856 pólos 
 
 
 
Figura 5.17 - Diagrama de contorno de pólos do túnel de adução 
 
Com base na Figura 5.17 pode-se definir as seguintes famílias principais de fraturas: 
 
• F1 = N32oW/66oSW 
• F2 = N50oW/50oSW 
• F3 = N54oW/75oNE 
 
As famílias F1 e F2 são variações da xistosidade devido a influência de dobramentos e de 
zonas de cisalhamento sendo ambas freqüentemente do tipo R2A1 (lisa e ondulada, com 
paredes sãs e as vezes oxidada). Já a família F3, formadora de cunhas em conjunto com os 
planos de foliação, é freqüentemente do tipo R2A2 (lisa ondulada, paredes pouco alteradas e 
oxidadas). 
 
Foram atravessadas várias zonas de cisalhamento, algumas com surgência d’água, porém 
todas em rocha sã, e de pequena espessura. Chama atenção a zona de cisalhamento encontrada 
entre as progressivas 450,00 e 490,00 devido a sua grande persistência. Maiores detalhes 
serão tratados no item 5.6 a respeito dos condicionantes geológico-geotécnicos da obra de 
 100
Queimado. Os tratamentos aplicados foram aqueles de projeto, com exceção das zonas de 
cisalhamento onde foi necessário implementar reforços no sistema de contenção previsto. 
 
5.5.10 Túnel de fuga 
 
O túnel de fuga foi escavado, entre as elevações 624,30 e 633,50 m, em seção arco retângulo 
(6,60 m de diâmetro), entre a galeria de sucção e o seu desemboque. Nos primeiros 252,00 m 
de comprimento possui inclinação de 12,5 % e no restante é horizontal, com exceção dos 
últimos 27,00 m onde passa a subir com declividade de 1,0V : 5,0H, restituindo as vazões ao 
rio Preto na elevação 633,50 m, já na região do canal de fuga (Figuras A19 e A21). 
 
O túnel de fuga foi mapeado como integralmente formado por rochas sãs e consistentes 
(D1/C1), pouco fraturadas, sendo constituído em seus 2.720,00 m por: 
 
• 0,00 a 109,00 m – metassiltito laminado (MSL); 
• 109,00 a 185,00 m – metacalcário laminado (MCL); 
• 185,00 a 320,00 m – metassiltito laminado; 
• 320,00 a 480,00 m – metassiltito carbonático (MSC); 
• 480,00 a 600,00 m – metacalcário maciço (MCM); 
• 600,00 a 2055,00 m – metacalcário brechado (MCB); 
• 2055,00 a 2110,00 m – metassiltito laminado; 
• 2110,00 a 2483,00 m – metacalcário brechado; 
• 2483,00 a 2572,00 m – metacalcário laminado; 
• 2572,00 a 2640,00 m – metacalcário brechado; 
• 2640,00 a 2670,00 m – metacalcário maciço; 
• 2670,00 a 2720,00 m – metacalcário laminado. 
 
Do total de 2.720,00 m de escavação subterrânea, os percentuais por litologia, foram: 11,60 % 
em MSL, 4,8% em MSC, 69,00 % em MCB, 8,00 % em MCL e 6,60% em MCM, ou então, 
83,00% em metacalcário e 17,00% em metassiltito.Todos os contatos litológicos foram 
gradacionais, com exceção dos contatos com o metacalcário maciço que foram bruscos. 
 
A xistosidade tem um padrão melhor definido no metassiltito laminado e se apresenta bastante 
irregular e dobrada no metacalcário laminado, inclusive com os padrões mais diversos de 
dobras, desde dobras de grande amplitude e abertas, até dobras fechadas e de pequena 
amplitude. As zonas de cisalhamento foram encontradas e causaram instabilidades 
principalmente nos metassiltitos, demandando um tratamento mais pesado nessa litologia. O 
longo trecho escavado no metacalcário brechado (600,00 a 2055,00 m), praticamente não 
recebeu tratamento (Figura 5.19). No metacalcário foi comum encontrar várias juntas 
soldadas por calcita, algumas de grande persistência (> 20,00 m), com espessura de até 0,20 
m e grande espaçamento. 
 
Durante as fases de projeto que antecederam a obra, esperava-se que fossem encontrados 
vazios e cavidades de dissolução (pequenas cavernas) no trecho escavado em metacalcário, 
porém, só foi verificada a presença de uma pequena cavidade na base da parede esquerda, na 
região da progressiva 947,00 m. 
 
 101
O desemboque do túnel de fuga, está posicionado em um paredão de metacalcário com 
estruturas de dissolução, possuindo em sua base um depósito de tálus que foi integralmente 
removido na região do canal de fuga. Blocos e placas instáveis também foram retiradas na 
região do espelho, sendo que procurou-se interferir o mínimo possível no paredão de forma a 
não instabilizar as porções superiores não afetadas pelo túnel de fuga. Nas proximidades do 
canal de restituição das águas do rio Preto, existem duas pequenas cavernas (máximo de 50,00 
metros de desenvolvimento e altura máxima de 3,00 m) formadas por dissolução da rocha 
carbonática e abatimento de placas e blocos devido à intensa foliação da rocha calcária. 
 
No tratamento do espelho do túnel de fuga foram aplicados chumbadores e concreto projetado 
padrão (CPP) com tela metálica, além do colar de tirantes no entorno da abóbada. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N = 988 pólos 
 
 
 
Figura 5.18 - Diagrama global de contorno de pólos do túnel de fuga 
 
Do diagrama acima foram retiradas as seguintes famílias de descontinuidades principais: 
 
• F1 = N72oW/75oSW 
• F2 = N46oW/65oSW 
• F3 = N63oW/44oNE 
 
As famílias F1 e F2 são variações da foliação, sendo predominantemente do tipo R1A1 e a 
família F3 é encontrada freqüentemente selada por calcita, sendo do tipo R1-R2A0 (ondulada, 
rugosa e às vezes lisa). 
 
Esse paredão de metacalcário possui além de estruturas de dissolução de carbonatos vários 
blocos instáveis que durante o tratamento de contenção optou-se em removê-los por bate 
choco ou explosivos, ou em algumas situações mais raras foram ancorados através de 
chumbadores aleatórios. 
 
 102
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.19 - Túnel de fuga – trecho escavado em metacalcário brechado, com boa geometria 
da escavação. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
N = 645 PólosFigura 5.20 - Diagrama de contorno de pólos da estrutura do vertedouro (canal de 
aproximação, ogiva e calha). 
 
 
 103
 
5.5.11 Vertedouro 
 
O vertedouro está posicionado na ombreira direita devido às boas condições topográficas ali 
existentes que permitiram os encontros com a barragem e o encaixe das estruturas do canal de 
aproximação, ogiva e calha. O canal foi escavado em rocha decomposta e solo, entre o terreno 
natural e a elevação 810,00, com 50,00 m de comprimento e 30,75 m de largura. A ogiva foi 
implantada com fundação em trincheira (cut off) na elevação 808,50 m e a calha foi escavada 
entre as cotas 807,50 m e 775,30 m, possuindo 85,00 m de comprimento e 31,55 m de largura 
(Figura A7). Logo após o defletor (final da calha), o vertedouro se completa em um pequeno 
trecho horizontal com 12,00 m de comprimento, no topo do paredão contínuo a cachoeira do 
Queimado, toponímia essa que deu origem ao nome do Aproveitamento Hidrelétrico de 
Queimado. 
 
O canal de aproximação foi mapeado entre as elevações 830,00 e 810,00 m, sendo constituído 
por saprolito de metassiltito com espessura da ordem de 2,00 m que passa em profundidade 
par metassiltito laminado, cinza amarelado, muito decomposto e pouco consistente (D4,C4). 
Os planos de foliação (descontinuidade principal) são oxidados, com película argilosa, quase 
sempre cisalhados. 
 
Os taludes laterais da calha são constituídos por uma camada superficial de saprolito de 
metassiltito laminado com espessura variando de 6,00 a 7,00 m que passa verticalmente para 
metassiltito laminado com graus de decomposição e consistência variando de D4/C4 a D3/C3, 
sempre muito fraturados. Os materiais mais decompostos ocorrem nas proximidades da 
superfície do terreno enquanto na porção inferior do talude, encontram-se os materiais mais 
resistentes, mais particularmente na parte inferior do talude direito, onde observam-se rochas 
de qualidade D3/C2. 
 
O mapeamento executado na fundação da calha revelou a existência de metassiltito laminado 
(MSL), D2/C2, com intercalações D3/C3 e até D4/C4 nas faixas mais cisalhadas. A principal 
descontinuidade presente é a foliação, sendo do tipo R2A3 (lisa e ondulada, com película 
argilosa). As fraturas presentes são predominantemente do tipo R2A2, encontrando-se, no 
entanto zonas de cisalhamento com fraturas do tipo R7A9, em particular entre as estacas 
10,00 e 11,00, posicionadas diagonalmente ao eixo do vertedouro. 
 
Uma característica geral do maciço rochoso do vertedouro, independente de seu 
posicionamento em cota ou estaca, é que ele se apresenta bem fraturado, com fraturas abertas 
e/ou preenchidas por material desagregado argiloso, sendo a foliação irregular e dobrada 
(dobras suaves) a descontinuidade principal e sua atitude mostra uma inflexão. Diversas 
faixas de cisalhamento cortam o maciço rochoso, com espessura média de 0,50 m e 
persistência variável, poucas com continuidade entre os dois taludes, passando pela calha. 
 
Como pode ser visto na Figura 5.20 pode-se definir para o vertedouro as seguintes 
descontinuidades médias principais: 
 
• F1 = N11oE/41oNW (xistosidade principal, predomínio de R1A3) 
• F2 = N60oW/86oNE (R1A3 até R7A9) 
• F3 = N61oW/85oSW (mais rara) 
 104
5.5.12 Barragem 
 
A estrutura do barramento é composta pela barragem nos vales do córrego Arrependido e do 
rio Preto, além das ensecadeiras e dos diques. A barragem possui 800,00 m de extensão e 
possui fechamentos na elevação 832,00 m. As ensecadeiras foram executadas no desvio do 
córrego Arrependido (elevação 806,50 m) e a montante (elevação 790,00 m) e jusante 
(elevação 778,00 m) do barramento. Os diques 1 e 2 estão posicionados na margem esquerda, 
cerca de 1,00 Km do barramento, e possuem 92,00 e 118,00 m de extensão, respectivamente. 
 
A fundação da ensecadeira do córrego Arrependido e dos diques foi em saprolito de 
metassiltito laminado. Já a fundação das ensecadeiras de montante e jusante foi em 
metassiltito laminado e carbonático D2/C1, pouco fraturado. 
 
A barragem teve sua fundação constituída em grande parte por saprolito de metassiltito nas 
encostas e topo dos vales do córrego Arrependido do rio Preto. No fundo e porção inferior dos 
vales foram expostos pela escavação e limpeza manual metassiltito laminado com 
intercalação de metacalcário brechado (vale do rio Preto). 
 
Na região das vertentes mais íngremes do rio Preto, onde foi apoiada a barragem de 
enrocamento, a escavação dos materiais inconsolidados (solo e saprolito) expôs metassiltito 
laminado, muito a medianamente decomposto D4-D3/C4-C3. Já no leito dos córrego 
Arrependido e rio Preto encontrou-se metassiltito laminado D2-C1/C2, pouco fraturado. A 
lente de metacalcário encontrada na calha do rio Preto trata-se do prolongamento da lente 
interceptada pelas sondagens SM-106, SM-111, SM-112, SM-124 e SR-110 A executadas na 
fase de projeto na ombreira direita do rio Preto. Algumas zonas de cisalhamento, de pequena 
espessura e persistência variável foram encontradas sobretudo na calha do córrego 
Arrependido. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N = 362 pólos 
 
 
 
 
Figura 5.21 - Diagrama de contorno de pólos do barramento. 
 
 105
Da Figura 5.21 pode-se definir as seguintes famílias de descontinuidades médias principais: 
 
• F1 = N02oW/39oSW 
• F2 = N59oW/35oSW 
• F3 = N57oW/85oNE 
 
As famílias F1 e F2 tratam-se de variações da própria foliação, principal descontinuidade 
mapeada na fundação da barragem, variações essas devido a influência de dobramento suaves 
e zonas de cisalhamento. Já a família F3 ocorre de forma subordinada. Todas as 
descontinuidades apresentam-se freqüentemente fechadas, porém oxidadas. 
 
A Figura 5.22 mostra as estruturas do vertedouro (margem direita), a barragem de terra e 
enrocamento (leito do rio Preto), além do canal de jusante do túnel de desvio e o leito seco do 
rio Preto em afloramento contínuo de metassiltito carbonático de excelente qualidade 
geomecânica. Pode ser visto também a antiga cachoeira do Queimado após o fechamento do 
reservatório no dia 24 de junho de 2003, momentos antes da abertura da válvula da vazão 
residual para manutenção de uma vazão sanitária no trecho entre a barragem e a saída do túnel 
de fuga. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.22 – Vista aérea do vertedouro, barragem e canal de jusante do túnel de desvio, além 
do leito do rio Preto (afloramento contínuo de metassiltito são) no local da 
antiga cachoeira do Queimado. 
 
 106
5.6 CONDICIONANTES GEOLÓGICO – GEOTÉCNICOS 
 
Nesse item serão descritos os principais condicionantes geológico-geotécnicos, ou fatores 
geológico-geotécnicos condicionantes, encontrados nas escavações das estruturas 
subterrâneas e a céu aberto do AHE Queimado que levaram a modificações no projeto 
original. Basicamente essas modificações foram de abrandamento da inclinação de taludes, 
aumentos nos tratamentos (sistemas de suporte) previstos e abaixamento dos topos de rocha 
previstos nas fases de projeto anteriores a obra. 
 
 Deve-se ressaltar que o comportamento geomecânico de um maciço rochoso depende de 
fatores como as suas características estruturais e o seu padrão de alteração, entre outros 
(Marques Filho e Amilton Geraldo, 1998). No caso do AHE Queimado a matriz rochosa é 
composta por rochas metassedimentares de baixo grau metamórfico que, sem considerar 
seus defeitos estruturais, se enquadra como classe de rocha resistente, cujos valores de 
resistência a compressão variam entre 60 a 120 MPa (ver item sobre ensaios geomecânicos 
– 5.7). 
 
As feições estruturais mais significativas encontradas, consideradas como fator 
condicionante, foram as fraturas de descompressão ou de alívio (formadas durante a erosão 
do vale do rio Preto), contatos litológicos tanto estratigráficos como tectônicos (entre ometassiltito e o metacalcário) e zonas ou faixas cisalhadas subparalelas ao acamamento 
(foliation shears) que podem criar planos de fraqueza estrutural (causadas por dobramentos 
ou proximidade de falhas geológicas). Essas feições estruturais proporcionam a alteração 
diferencial e o intemperismo seletivo que formam zonas alteradas (decompostas), até 
mesmo solo, dentro de maciços relaxados próximos a superfície do terreno natural. 
 
Além das feições estruturais, outros fatores condicionantes foram encontrados em 
Queimado. É o caso das coberturas de solos e rocha decomposta, com espessura acima da 
esperada e os vazios/cavidades devido ao fenômeno da carstificação de rochas carbonáticas 
(metacalcários e metassiltitos carbonáticos). A presença de manto de intemperismo mais 
espesso que o previsto levou a acréscimos no volume de escavação e até mesmo 
abaixamento das cotas de fundação da estruturas e os vazios nas rochas carbonáticas 
preocupam devido a possibilidade de ocorrência de uma rede de condutos subterrâneos 
intercomunicantes capazes de causar perdas d’água excessivas, ou até mesmo problemas de 
erosão. 
 
5.6.1 Túnel de desvio 
 
Na escavação do canal de montante do túnel de desvio foram interceptadas várias zonas de 
cisalhamento, sendo mais destacadas as de atitude N40W/41NE e NS/40N, ambas do tipo 
R7A9 (com preenchimento argiloso e material fragmentado), persistência maior que 10,00 
m, em metassiltito laminado (MSL) D4/C4, cinza amarelado, posicionadas entre as 
elevações 809,00 e 791,00 m. Ocorrem também entre as elevações 794,00 e 789,00 m, as 
de atitude média EW/50 N do tipo R5A3 (lisa e plana, paredes com silte e argila), em MSL 
D2/C2. 
 
 107
Na região do espelho do túnel de desvio foi exposta uma superfície de fratura com 
aproximadamente 11,00 x 13,00 m, que condicionou a geometria final do espelho, pois o 
corte da escavação a fogo não respeitou a linha de perfuração e sim a superfície da fratura. 
Essa descontinuidade é do tipo R1A1 (ondulada, com superfície oxidada), possui atitude 
variando de NS/61-80W a N05W/76SW, e está posicionada entre as elevações 789,00 e 
776,00 m em MSL D2/C1. 
 
No talude direito entre as elevações 789,00 e 771,00 (piso do canal de montante), em MSL 
D1/C1, aparecem zonas de cisalhamento de direção N20-80W e mergulho variando de 13 a 
89 graus para SW, sendo classificadas como do tipo R5A1/A3 (lisa e plana, oxidada e com 
película argilosa) e R7A9 (com preenchimento argiloso e rocha fragmentada). Possuem 
persistência de até 32,00 m e espessura de até 0,5 m. Aparece também uma fratura com 
4,00 x 18,00 m de área exposta, de atitude N80W/89SW, classificada como do tipo R5A1 
(lisa e plana, oxidada). As classificações das fraturas podem ser vistas na Figura 5.1. 
 
Essas feições estruturais, não previstas, condicionaram algumas modificações no projeto de 
escavação concebido nas etapas de projeto básico e executivo. Foram necessárias mudanças 
nas inclinações dos taludes de 1,0V:1,0H para 1,0V:1,3H entre as elevações 809,00 e 
789,00 m. Além disso ocorreu cobertura de rocha decomposta mais espessa do que a 
prevista nas fases de projeto, o que levou a mudanças de cota do topo rochoso são, com 
abaixamento da ordem de 5,00 m, ocasionando uma menor cobertura de rocha são sobre o 
emboque do túnel de desvio. Foi necessário um acréscimo de tratamentos em relação ao 
previsto no projeto básico, para garantir a estabilidade dos taludes do canal de montante do 
sistema de desvio do rio Preto. 
 
No túnel de desvio foram verificados os seguintes fatores condicionantes: 
 
• Entre as progressivas 77,50 e 85,50 m, em MSC D1/C1, foi observada no teto uma 
cavidade preenchida com rocha D4/C4 e saprolito argilo-siltoso, com 1,20 m de 
espessura, que levou a desplacamentos durante a escavação da abóbada. Sondagens 
a rotopercussão feitas no local, a título de investigação, mostraram que esse material 
estava a 1,40 m acima do teto. Como tratamento adicional foram aplicados tirantes 
com 5,00 m de comprimento, além de 0,07 m de CPRF. Tratava-se provavelmente 
de uma zona de cisalhamento subhorizontal, como aquelas vistas no canal de 
montante, com comunicação com a superfície do terreno natural. O fato da litologia 
no local ser metassiltito carbonático pode ter acelerado o processo de decomposição 
através da umidade proporcionada pelo lençol freático. 
• Entre as progressivas 89,50 e 95,50 m, em MSC D1/C1, durante a escavação da 
parede esquerda, apareceu um grande overbreack (sobreescavação), com o 
aparecimento de uma cavidade medindo 6,00 m de comprimento, 5,50 m de altura e 
4,75 m de profundidade (volume de 71,25 m3). A rocha do entorno da cavidade é 
um MSC D4/C4 (muito decomposto e pouco consistente), com fraturas preenchidas 
por argila vermelha. Esse vazio foi gerado pela interseção de três planos de 
descontinuidades preenchidos com argila plástica e rocha decomposta, de atitudes 
N28W/25NE (R5A9) – mesma junta que gerou o condicionante anterior, 
N50W/45SW (R5A3) e N73E/40NW (R3A9) e espessura entre 0,30 e 0,40 m. 
 108
Foram instalados tirantes e jateado CPRF e depois a cavidade foi preenchida com 
pedras argamassadas e aplicados 0,15 m de CPRF como acabamento concordante 
com a seção do túnel de desvio. 
• Entre as progressivas 147,00 e 207,00 m , em metacalcário brechado (MCB) D1/C1, 
foi interceptado pela escavação um sistema de juntas no lado esquerdo (teto e 
parede) com atitude variável N20-40W/21-62NE do tipo R5 (lisa e plana) A3 (com 
película de argila) e 60,00 m de persistência. Essa descontinuidade levou a 
formação de uma feição do tipo “chapéu de bispo” que condicionou todo o contorno 
da seção de escavação do túnel, com necessidade de aplicação de tirantes 
sistemáticos, malha 1,20 x 1,20 m e aplicação de 0,09 m de CPFR acompanhando a 
feição. Essa feição foi formada devido a interseção da junta com alta persistência e 
outras descontínuas de atitude N10-30W/30-50SW do tipo R3A8 (com estrias de 
fricção e preenchimento argiloso) que levou ao rompimento de pequenas cunhas. 
• No trecho final do desemboque, entre as progressivas 207,00 e 233,20 m todo o 
trecho foi escavado em rocha intensamente cisalhada que levou o maciço rochoso a 
ser classificado como de classe III. 
 
As dificuldades executivas enfrentadas durante a escavação do túnel de desvio, devido a 
presença dos condicionantes geológicos descritos anteriormente, foram causadas pela 
pequena cobertura de rocha sobre a estrutura subterrânea, o que levou a escavação de um 
maciço rochoso extremamente relaxado e com juntas abertas, oxidadas e várias com 
preenchimento argiloso (fino) e sem contato entre as paredes (zonas cisalhadas paralelas a 
xistosidade). 
 
No canal de jusante (desemboque) foi encontrada uma espessa cobertura de saprolito de 
metassiltito e metassiltito D4/C4-C3, entre as elevações 816,00 e 770,00 m, com feições 
planares resultantes de intenso cisalhamento, com atitude média N20W/45SW do tipo 
R2A4 (lisa e ondulada, preenchida com argila). Estas juntas foram responsáveis por um 
escorregamento, por ruptura planar, que afetou uma parte do talude esquerdo. O 
escorregamento levou a um retaludamento para suavisar o corte, que foi escavado 
inicialmente na inclinação de 1,0V:0,5H, para 1,0V:1,0H. Além do retaludamento foi 
necessária a aplicação de CPRF e uma malha de chumbadores para a consolidação final do 
talude esquerdo nas proximidades do espelho. 
 
Esse escorregamento que ocorreu durante a escavação do talude esquerdo do canal de 
jusante foi devido a inclinação inadequada prevista no projeto que não previu o 
aparecimento das feições planares cisalhadas paralelas a xistosidade local. 
 
5.6.2 Túnel de acesso a casa de força (túnel 1) 
 
No emboque do túnel de acesso a casa de força aparecem (lado direito próximo a abóbada 
do túnel) em MSC D2/C1, grandes superfícies de fratura expostas, de atitude N70E/30NWe do tipo R6A3 (planas com preenchimento argiloso e estrias de fricção), além de grau de 
fraturamento acentuado causado pelas fraturas paralelas a foliação, com atitude média 
N30W/50SW. Essas estruturas ocasionaram o escorregamento de uma cunha durante a 
 109
detonação do primeiro fogo de emboque do túnel, que condicionou a geometria da 
escavação no lado direito, além da linha de projeto. 
 
Além do tratamento previsto em projeto (colar de tirantes no contorno da abóbada e CPRF) 
houve a necessidade da aplicação de um reforço no espelho devido a várias cunhas 
instáveis resultantes do fraturamento excessivo. Foram instalados chumbadores e tirantes 
suficientes para conter cunhas com até 70 toneladas, considerando-se a massa específica do 
metassiltito carbonático da ordem de 27 KN/m3. 
 
Nos primeiros 20,00 m da escavação subterrânea o fraturamento intenso da rocha, 
ocasionado pela interseção dos planos de xistosidade (N10W/80SW) com mais dois 
sistemas de fraturas de atitudes N35E/50SE e N10E/70NW, alguns até R7A9 (com 
preenchimento argiloso e bandas de cisalhamento associadas), levaram a classificação do 
maciço rochoso como de classe III, o que exigiu um tratamento sistemático com tirantes e 
CPRF para garantir a estabilidade da escavação. 
 
No restante do túnel, como já descrito no item 5.5.3, a escavação se desenvolveu em MSC 
D1/C1, com algumas zonas de cisalhamento de pequena espessura (< 2,00 m) com 
preenchimento argiloso das juntas, e surgências d’água associadas, com vazões de até 5,0 
l/min (W1 do parâmetro Jw). As principais surgências foram encontradas nas progressivas 
372,00 m, 515,00 m e 557,00 m sempre no teto do túnel. 
 
5.6.3 Casa de força 
 
O principal condicionante geológico encontrado na casa de força foi a presença de uma 
zona de cisalhamento posicionada acima da abóbada, correlacionável à zona de 
cisalhamento interceptada pelas sondagens rotativas 120, 121, 126 e 127 executadas nas 
fases de projeto básico e executivo. Essa feição tem atitude N80W/42SW, com plano do 
tipo R7A9 (bandas desintegradas, com preenchimento argiloso saturado) e está posicionada 
próximo ao encontro das paredes montante e sul, cerca de 4,00 m sobre a abóbada tendo 
sido interceptada pelos furos para instalação dos tirantes da abóbada. Em relação a 
geometria da casa de força, o plano médio dessa feição mergulha da parede norte/parede 
jusante para a parede sul/parede montante (oblíqua a dimensão maior da caverna) e teve 
surgência d’água associada com vazão inicial > 5,0 l/min (W2 do parâmetro Jw). 
 
O tratamento previsto em projeto, tirantes L=4,50 # 2.0 x 2,0 m, foi modificado em função 
da feição descrita acima que levou a uma redução do valor de Q = 11 para Q = 0,8, entre as 
progressivas 40 e 54,50 m, para tirantes com comprimento de 6,40m e malha 1,5 x 1,5 m e 
o CPRF com 0,08 m . 
 
Vale lembrar que a casa de força prevista no projeto básico teve sua posição deslocada 
27,00 m para jusante e 36,00 m para o lado esquerdo, em função dos dados fornecidos pelas 
sondagens que interceptaram a zona cisalhada. Com o posicionamento que estava previsto 
no projeto básico a zona cisalhada iria interceptar a abóbada e as paredes verticais em 
diversos níveis o que exigiria tratamentos pesados e ocasionaria um fluxo contínuo de água 
para dentro da caverna da casa de força. Com o deslocamento implementado já durante o 
projeto executivo, a zona cisalhada ficou situada a 4,00 m sobre a abóbada na situação de 
 110
maior proximidade com o teto da casa de força, próximo ao encontro das paredes montante 
e sul e não comprometeu a estabilidade geral da estrutura. 
 
Nas paredes montante e jusante, entre as elevações 648,50 e 635,00 m, foram mapeadas 
superfícies expostas de fraturas paralelas a foliação, com persistência média, atitude 
N40W/75 SW do tipo R1A2 (rugosa e irregular, parede pouco alterada) que devido a 
associação com bandas cisalhadas (espessura máxima de 1,00 m) levaram a formação de 
cunhas e de sobreescavação (over breack). 
 
5.6.4 Túnel de acesso ao túnel de fuga por montante (túnel 2) 
 
O fato mais notável do ponto de vista de condicionante geológico encontrado no túnel 2 foi 
a ocorrência de rock burst de média intensidade no trecho compreendido entre as 
progressivas 140,00 e 220,00 m devido a presença de tensões in situ localmente elevadas 
em rocha competente (metacalcário maciço). O fenômeno de rock burst foi percebido 
devido ao aparecimento de ruídos, estalos e desplacamentos da rocha maciça. O 
procedimento adotado para o tratamento desse trecho foi molhagem da superfície de 
escavação com jatos de água para aliviar as tensões, aplicando-se, imediatamente após, 
CPFR e tirantes. As descontinuidades principais desse trecho foram N65W/29NE (R5A0), 
N68W/78SW (R1A2) e N81W/40NE (R5A2). 
 
Na progressiva 95,00 m ocorre o contato litológico entre o metassiltito carbonático (MSC) 
e o metacalcário maciço através de uma zona de falha com juntas onduladas e preenchidas 
por argila, visíveis principalmente na parede direita, com atitude N72E/79SE. Nessa região 
do contato entre o MSC e o MCM foi aplicado tela metálica e concreto projetado padrão 
(CPP) como tratamento localizado. 
 
Entre as progressivas 81,00 e 89,00 m ocorre uma zona de cisalhamento interceptando toda 
a seção do túnel 2 transversalmente. Os planos das descontinuidades nesta zona de 
cisalhamento são rugosos, irregulares e ondulados, com preenchimento argiloso e bastante 
umidade, apresentando atitude N48W/65SW (paralela a foliação). Como tratamento foi 
aplicado tela metálica e CPP em toda a seção escavada. Aparecem também juntas soldadas 
por calcita com atitude N30W/65SW. 
 
5.6.5 Túnel de acesso ao túnel de adução (túnel 3) 
 
As principais estruturas planares condicionantes que aparecem no túnel 3 estão 
relacionadas a zonas de cisalhamento de pequena espessura sempre associadas a foliação do 
metassiltito carbonático (MSC) mapeado no trecho de 0,00 a 184,84 m (ligação do túnel 1 
ao túnel de adução). 
 
Nos primeiros 15 metros do túnel 3 várias juntas subverticais (paralelas a foliação) planas 
rugosas e planas com película de argila provocaram overbreack principalmente na parede 
esquerda. A atitude média dessas juntas é N07W/75SW e possuem espaçamento médio de 
0,60 m. Nesse trecho ocorre intenso gotejamento ao longo dos planos das juntas cisalhadas. 
 
 111
Outros trechos que mereceram tratamento localizado devido a juntas associadas a zonas de 
cisalhamento foram: 75,00 a 80,00 m, 85,00 a 90,00 m e 165,00 a 175,00 m. Nesses 
intervalos de progressiva as atitudes das juntas variam de N15-50W/55-70SW, 
predominando as do tipo R1A3 (rugosa e irregular, com película de argila). 
 
5.6.6 Túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante (túnel 4) 
 
No espelho do túnel 4 foi exposto no lado superior direito uma intercalação de material 
saprolítico resultante da intensa alteração do metacalcário laminado, com espessura de até 
6,00 m, em contato brusco com o MCL D2/C2. Esse saprolito ramificava-se em duas 
intercalações de menor espessura em direção ao emboque do túnel 4, especando-se mais no 
lado direito da abóbada. Trata-se provavelmente de bolsões mais alterados de uma zona de 
cisalhamento associada a falhamentos regionais. 
 
Para o emboque desse túnel foram necessários vários serviços de consolidação do maciço 
rochoso tendo em vista as condições geomecânicas adversas encontradas no local. O 
principal sistema de suporte aplicado nos primeiros 38,00 m, para garantir a estabilidade da 
escavação foi o de enfilagens químicas seguidas de enfilagens mecânicas com posterior 
aplicação de tela metálica e CPRF. 
 
Em função dos resultados encontrados no mapeamento do emboque (espelho e talude 
direito), nas investigações realizadas através de duas sondagens rotativas (SR-130 e SR-
131) verticais no eixo do túnel projetado e em sondagens rotopercussivas horizontaisrealizadas a partir do emboque, iniciou-se a escavação do túnel 4 pela abóbada, em meia 
seção, com avanços curtos de 1,60 m de comprimento. 
 
O tratamento inicial consistiu em um primeiro lance de 39 enfilagens químicas com 9,00 m 
de comprimento para a sustentação da abóbada, seguido da aplicação de tela metálica 
sustentada por minichumbadores de resina (# 1,50 x 1,50 m) e CPRF com espessura de 
0,15 m. Dois outros lances de enfilagens, também com 9,00 m cada, foram da mesma forma 
projetados como pré-tratamento a serem executados na seqüência das escavações. 
 
Com o avanço da escavação no primeiro trecho de enfilagem as reais características 
geológicas do maciço foram sendo observadas e os tratamentos foram sendo otimizados 
com o objetivo de acelerar a escavação, substituindo-se as enfilagens químicas por 
enfilagens mecânicas. A partir da progressiva de 18,00 m as enfilagens mecânicas aplicadas 
consistiram em barras de aço CA 50 com 3,00 m de comprimento, considerando 1,00 m de 
trespasse entre cada lance de enfilagem, que era de 2,00 m. 
 
Todo esse tratamento foi necessário devido a continuidade e espessamento das 
intercalações de saprolito, encontradas no espelho, para dentro do túnel. A cada avanço de 
1,60 m da escavação do túnel a atitude da junta com saprolito (provável caixa de falha) foi 
variando de N09-65W/18-45SW, e a espessura chegou a 6,00 m entre as progressivas 25,00 
e 33,00 m. Na progressiva 37,00 m a referida condicionante geológica cruzou a seção do 
túnel, aparecendo na forma de uma faixa com apenas 0,50 m de espessura no teto (lado 
direito), reduzindo-se até ficar com cerca de 0,10 m na progressiva 38,00 m. 
 112
Figura 5.23 – Túnel 4 
 113
Vencidos os 38,00 metros de ocorrência do saprolito, escavados em meia seção, foi 
executado o rebaixamento do piso entre as progressivas 0,00 e 40,00 m. Esse rebaixamento 
correspondeu a uma faixa de 2,40 m na porção inferior da seção e o procedimento adotado 
foi o de escavação e tratamento de um lado de cada vez. 
 
Entre as progressivas 69,00 e 82,00 m a junta com saprolito, anteriormente descrita, voltou 
a se espessar chegando a 3,00 m de espessura no lado direito, com persistência entre as 
paredes cruzando o teto do túnel. Em vista disso tornou-se necessário, nesse trecho, aplicar 
como antes, tela metálica e CPRF (maciço rochoso classificado como de classe IV). 
 
5.6.7 Tomada d’água 
 
Na escavação dos taludes da tomada d’água e de seu canal de adução foram encontrados 
poucos fatores geológico-geotécnicos condicionantes e como nas outras estruturas já 
descritas no item 5.6, as zonas ou bandas de cisalhamento tiveram papel importante nos 
acréscimos de tratamentos não previstos em projeto. 
 
Já era previsto em projeto que a fundação da torre da tomada d’água, estrutura esta 
constituída por concreto armado com 31,00 m de altura e quatro aberturas radiais 
(dimensão de 1,80 x 2,80 m), seria em metassiltito laminado decomposto (D4/C3 e D3/C2) 
com engastamento e apoio previsto entre as cotas 801,00 e 790,00 m, dentro do poço 
vertical do sistema adutor. O dimensionamento da estrutura e escolha do tipo de tomada 
d’água foi feito em função das condições geomecânicas reveladas pelos furos de sondagem, 
executados nas fases de projeto, e confirmadas pelos mapeamentos elaborados na fase de 
obra. 
 
Nos taludes foram observadas bandas de cisalhamento no eixo da estrutura, entre as 
elevações 820,00 e 830,00 m, com atitude média N60W/70SW (tipo R5A2) e espessura 
máxima de 4,00 m, dentro do horizonte de MSL D4C4 com passagens de saprolito. O 
projeto previu a proteção desses taludes com 3,5 m de espessura horizontal de enrocamento 
devido a ação de ondas do reservatório. 
 
Nas cotas inferiores, entre as elevações 810,00 e 801,00 nos taludes frontal e esquerdo, 
foram expostas juntas com atitudes médias N40W/75SW (R5A3) e N60E/85SE (R1A3) 
que devido a disposição praticamente ortogonal entre seus planos levaram a formação de 
cunhas instáveis. Foi necessário um reforço do tratamento com a aplicação de uma malha 
(2,00 x 2,00m) de chumbadores com 2,00 m de comprimento, além do CPRF já previsto em 
projeto.Toda essa região do talude apresentou uma variação de atitudes dos planos de 
xistosidade devido aos dobramentos encontrados. O formato curvilíneo da escavação dos 
taludes leva também a exposição de planos de juntas com atitude N40W/35SW e 
N50E/40SE, algumas com persistência métrica, mas que não apresentam posição 
desfavorável à estabilidade do talude. 
 
No talude inferior da tomada d’água o MSL D4/C3 apresentou rapidamente ciclagem 
natural com empastilhamento devido a abertura dos planos de xistosidade com 
espaçamento médio da ordem de 0,15 m.. É mostrado a seguir um diagrama de pólos 
 114
elaborado somente com os dados de foliação das medidas retiradas dos taludes da tomada 
d’água. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 N = 170 pólos 
 
 
 
 
 
Figura 5.24 - Diagrama de pólos da xistosidade na tomada d’água. 
 
Do diagrama acima se observa uma variação de atitudes da xistosidade na tomada d’água 
de N37o-75ºW/62o-79ºSW devido aos dobramentos encontrados e a perturbação causada 
pelas zonas ou bandas de cisalhamento. Ao contrário dos taludes do canal de montante do 
túnel de desvio, essas zonas de cisalhamento não levam a mudanças bruscas de qualidade 
do maciço rochoso, podendo ocorrer somente mudança na coloração do MSL de cinza 
amarelado para marrom avermelhado nos trechos de maior deformação. 
 
5.6.8 Túnel de adução 
 
O poço vertical, que comunica a base da torre da tomada d’água com o túnel de adução, 
possui várias zonas de cisalhamento, podendo-se destacar as seguintes: 
 
• 0,00 a 10,00 m – atitude média N30W/50SW a N10E/70NW do tipo R2A3 a R7A9 
com espessura máxima de 2,5 m; 
• 23,00 a 28,00 m – atitude média N20W/45SW do tipo R7A4 com espessura de 
1,00m; 
• 28,00 a 30,00 m – mesma atitude anterior, porém com espessura de 2,00 m; 
• 37,00 a 55,00 m – atitudes variando de N20-48W/60-70SW predominando as do 
tipo R2A3 e espessura máxima de 1,00 m. 
 
 115
Todas essas feições desfavoráveis do ponto de vista de estabilidade do poço levaram a 
penalizações dos parâmetros de classificação do maciço rochoso (Jr e J a) implicando em 
classes IV e III (maciço pobre a regular). O tratamento empregado nesses trechos foi de 
tirantes com comprimento de 3,20 m, em malha de 1,5 x 1,5 m, mais 0,06 m de CPRF. 
 
No restante do circuito adutor foram encontradas também várias zonas de cisalhamento, 
principalmente no trecho em metassiltito carbonático, onde a xistosidade se tornava mais 
penetrativa e em conjunto com planos de fratura desfavoráveis levou a formação de cunhas 
instáveis sem tratamento. Pode-se destacar os seguintes trechos, de jusante para montante: 
 
• Entre as progressivas 555,00 e 515,00 aparecem juntas de atitude N20-35W/60-
75SW (R3A3) que em intercessão com juntas de atitude N60W/62NE (R5A3) 
levam a formação de cunhas instáveis, principalmente na parede direita, que foram 
tratadas com tirantes aleatórios e CPP; 
• Entre as progressivas 492,00 e 452,00 foi mapeada zona de cisalhamento com 
grande persistência no teto do túnel adutor, numa faixa com 5,00 m de largura, com 
atitude média N60W/60NE a N20W/50SW, ambas do tipo R2A3. Esse trecho foi 
tratado com tirantes e CPP. 
• Entre as progressivas 375,00 e 350,00 m aparecem fraturas de grande persistência 
no teto do túnel, do tipo R5A2, com atitudes médias N40W/62NE e N20W/70SW 
(foliação cisalhada). Na progressiva 347,00 m foi interceptada a surgência de maior 
vazão das escavações do AHE Queimado, com 15 l/min no dia da detonação do 
trecho escavado. Essas feições de grande persistênciareceberam um tratamento 
específico de injeção de calda de cimento, visando a sua impermeabilização e 
consolidação, como forma de impedir o aparecimento de vazamentos na superfície 
do terreno durante a operação do túnel de adução de forma pressurizada. 
• Entre as progressivas 310,00 e 250,00 m aparecem fraturas com atitude 
N30W/30SW (R2A3) e N80W/70NE (R2A2) que ao se interceptarem levam a 
formação de cunhas no teto, tratadas com tirantes aleatórios e CPP. 
• Entre as progressivas 40,00 e 5,00 m a interseção das juntas de atitudes N10-
30W/70SW e N15E/70NW, ambas R2A1, formam cunhas instáveis na porção 
inferior da parede esquerda. Foram tratadas com tirantes aleatórios. 
 
5.6.9 Túnel de fuga 
 
Como já descrito no item 5.5.10, sobre o mapeamento realizado no túnel de fuga, foram 
escavados 83,00% em metacalcário e 17,00% em metassiltito do trecho total de 2.720,00 m. 
 
O comportamento da escavação em metacalcário foi completamente diferente da executada 
no metassiltito. No metacalcário foi possível manter perfeitamente a seção de projeto 
durante a sua escavação por se tratar de uma rocha praticamente sem fraturas e sua 
abrasividade (menor teor de sílica) levou a uma produção maior (metros escavados/dia) da 
escavação. O metassiltito por possuir maior número de descontinuidades ocasionou desvios 
nas perfurações para escavação, o que tornou a seção real de campo bastante irregular.Além 
disso, no metassiltito concentraram as maiores surgências d’água, quase sempre, associadas 
com zonas de cisalhamento de grande persistência, quando comparadas com as do 
 116
metacalcário. O consumo de tratamentos (tirantes e concreto projetado), consequentemente, 
foi maior no metassiltito que no metacalcário. 
 
Por volta da progressiva 947,00 m foi encontrada uma feição de dissolução, encaixada na 
foliação do metacalcário, que atingiu cerca de 0,40 m de altura, 7,00 m de comprimento e 
12,00 m de profundidade (dimensões máximas) na base da parede esquerda. Essa feição foi 
tratada com preenchimento da cavidade com concreto projetado e acabamento em CPRF. 
 
5.6.10 Vertedouro 
 
Na região do vertedouro foram observados indícios de movimentação tectônica tanto nas 
fraturas subverticais quanto na xistosidade. Esses indícios são representados por várias 
faixas cisalhadas ou milonitizadas com espessura variável de 0,30 a 1,00 m ou por estrias 
de fricção marcadas nas superfícies lisas com película argilosa que definem a xistosidade 
de cisalhamento. 
 
 Durante as escavações foram enfrentados deslizamentos no talude direito entre as estacas 7 
e 9 + 10,00 m devido a feições cisalhadas e dobradas. As medidas das atitudes dos planos 
revelaram a existência de planos de foliação com variações N25-70E/35-45NW, além de 
um sistema de fratura N73E/73SE. Como forma de correção dessa instabilidade foi 
executado o retaludamento de 1,0V:0,6H para 1,0V:1,0H de um trecho mais abrangente, 
entre as estacas 6 e 10 e entre as elevações 790,00 e 824,00 m. Com o novo talude na 
inclinação da xistosidade e tratamento através de CPP (Concreto projetado padrão) com tela 
metálica, as rupturas cessaram. 
 
O mapeamento da ogiva e calha do vertedouro mostrou a existência de metassiltito 
laminado D2/C2, amarelado, com passagens de rochas mais decompostas em função das 
diversas zonas de cisalhamento que atravessam a superfície escavada, algumas com 
prolongamento para os taludes. Essas feições são quase sempre do tipo R7A9 
(fragmentadas e com argila) e são responsáveis pela existência de diversos degraus na 
fundação da calha que foram posteriormente recobertos por concreto de regularização. A de 
maior expressão ocorreu no extremo inferior da calha, entre as estacas 10 e 11, posicionada 
diagonalmente ao eixo do vertedouro, inclusive com prolongamento para a base dos taludes 
laterais. Nessa região observa-se o contato direto entre rochas de qualidades extremas 
D2/C1 e D5/C5, com espessuras de até 1,50 m. A geometria das faixas cisalhadas mostra 
bolsões decompostos estirados e boudinados, sempre com preenchimentos argilosos 
centimétricos. 
 
Os tratamentos realizados seguiram o especificado no projeto consistindo basicamente na 
aplicação de malha de chumbadores na laje da calha e taludes laterais na região dos muros. 
Nas demais áreas foram aplicados chumbadores localizados para a consolidação de cunhas 
e blocos instáveis. Além dos chumbadores o tratamento consistiu na limpeza das zonas de 
cisalhamento decompostas e aplicação de concreto de regularização na fundação da calha e 
concreto projetado nas superfícies dos taludes, alguns casos com tela metálica, como na 
ponta jusante do talude esquerdo, em região afetada por cisalhamento e capeamento de 
tálus. 
 
 117
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.25 - Calha do vertedouro– observe degrau devido a faixa de cisalhamento. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.26 - Detalhe da feição cisalhada que atravessa a calha do vertedouro, estaca 10. 
 
 
 118
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.27 - Escorregamento planar no talude direito da calha do vertedouro (est. 7 – 8). 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.28 - Talude direito da calha do vertedouro (est. 9 + 10m) – escorregamento planar. 
 119
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
50,00 
20,00 
Figura 5.29 - Mapeamento do poço vertical do circuito de adução (20,00 a 54,00 m) 
Observe as várias zonas de cisalhamento e a penalização das classes de maciço. 
 120
PE AB PD 
3,00 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
37,00 
 
 
Figura 5.30 - Mapeamento do túnel 4 entre as progressivas 3,00 e 37,00 m, com 
intercalações de saprolito em região de classe IV do maciço rochoso. 
 
 121
5.6.11 Barragem 
 
Entre os condicionantes geológico-geotécnicos da fundação da barragem pode-se destacar: 
 
• O aprofundamento da calha do rio Preto durante os procedimentos de remoção e 
limpeza dos materiais soltos e inconsolidados que foram expostos após o desvio do 
rio pelo túnel. O topo da rocha sã a pouco decomposta e consistente (D1-D2/C1) foi 
encontrado cerca de 5,00 m abaixo do previsto em projeto. 
• Próximo ao eixo do barramento, na calha do rio Preto, foi mapeado um corpo de 
metacalcário brechado com vazios devido a dissolução dos carbonatos e a erosão da 
água do rio. Esse metacalcário já havia sido interceptado por sondagens rotativas 
executadas na ombreira direita do rio Preto, durante a fase de projeto. Esses vazios 
foram preenchidos com concreto dental durante o processo de tratamento da 
fundação da barragem de enrocamento. 
• No processo de limpeza e remoção dos materiais inconsolidados da fundação da 
barragem de terra, na calha do córrego Arrependido, o topo rochoso pouco 
decomposto e consistente (D2/C1) foi encontrado cerca de 4,00 m abaixo do 
previsto em projeto. 
• Na base das vertentes do córrego Arrependido foram encontradas zonas de 
cisalhamento, preenchidas por solo residual e saprolito argiloso, que após limpeza 
manual rigorosa foram preenchidas por concreto dental durante o processo de 
tratamento e regularização da fundação da barragem de terra. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.31 - Fundação da barragem no rio Preto com presença de vazios no metacalcário. 
 122
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.32 - Topo de rocha pouco decomposta encontrado abaixo do previsto no rio Preto. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.33 - Faixas de cisalhamento na baseda vertente do córrego Arrependido – 
fundação da barragem de terra em metassiltito laminado D3/C2. 
 123
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.34 - Cavidade na estaca 47 do túnel de fuga em metacalcário brechado 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.35 - Escavação do vertedouro, com retaludamento no lado direito 
 
 124
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.36 - Tratamento dos taludes da tomada d’água e poço vertical do túnel de adução 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.37 - Escavação e tratamento parcial da caverna da casa de força 
 
 
 125
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figuras 5.38 e 5.39 - Vista aérea dos emboques do túnel 4 e túnel 1 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Figura ---- Emboque do túnel de acesso a casa de força 
 
 
 
 126
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.40 - Chapéu de bispo no túnel de desvio devido a zona de cisalhamento 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.41 - Escorregamento no canal de jusante do túnel de desvio 
 
 127
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.42 - Desemboque do túnel de fuga em paredão de metacalcário com estruturas de 
dissolução (pequenas cavernas) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 128
5.7 ENSAIOS GEOMECÂNICOS 
 
As rochas do AHE Queimado foram ensaiadas em diversas fases durante o andamento do 
projeto e das obras da usina nos laboratórios de Furnas e do IPT, como descrito abaixo. 
 
Inicialmente os ensaios foram realizados nos laboratórios de Furnas em Goiânia em 1998, 
com um total de 14 amostras dos furos de sondagem rotativa SR-100, SR-101, SR-108 e 
SR-109, com testemunhos de metassiltito brechado (MSB), metacalcário laminado (MCL) 
e metacalcário brechado (MCB), todos em rocha sã. Foram executados 9 ensaios de 
compressão triaxial, 6 ensaios de compressão uniaxial, 8 ensaios de tração por compressão 
diametral, 6 ensaios de massa específica e 3 ensaios de ciclagem acelerada com etileno 
glicol. 
 
A tabela abaixo apresenta os valores médios, para a rocha intacta, obtidos para os 
parâmetros de resistência a compressão simples, módulo de deformabilidade, coeficiente de 
Poisson, resistência a tração, densidade, ciclagem ao etileno glicol e parâmetros de 
resistência ao cisalhamento obtidos nos ensaios triaxiais (coesão e ângulo de atrito). 
 
Tabela 5.5 - Resultados de ensaios geomecânicos realizados em Furnas (1998) 
 
Rocha σc 
(MPa) 
E 
(GPa) 
ν σt 
(MPa) 
ρd 
(g/cm3) 
Ciclagem 
(%) 
C 
(Mpa) 
φ 
(graus)
MSB 63,1 51,9 0,14 -7,60 2,74 -- 18,29 36,5 
MCL 54,4 64,2 0,26 -6,86 2,72 0,00 -- -- 
MCB 71,00 67,9 0,18 -8,85 2,72 -- 16,42 44,2 
 
 
Posteriormente Montoya et al. (2001) realizaram ensaios para a determinação de 
parâmetros de resistência e deformabilidade de rochas intactas do AHE Queimado. Foi 
possível um total de 150 determinações de resistência à compressão uniaxial em função do 
tipo de rocha e localização, utilizando-se amostras de mão e de testemunhos de sondagem 
para os ensaios de carga puntiforme, conforme mostrado na tabela abaixo. 
 
Tabela 5.6 - Amostras ensaiadas por tipo de rocha e localização nos ensaios de carga 
puntiforme (modificado de Montoya et al., 2001). 
 
Tipo de rocha Localização Determinações 
Metassiltito maciço Túnel de acesso à casa de força 33 
Metassiltito maciço Vertedouro 39 
Metassiltito laminado Vertedouro 27 
Metassiltito alterado Vertedouro 11 
Metacalcário maciço Túnel de acesso à casa de força 40 
 
 129
 
Foram obtidos os seguintes resultados nos ensaios de carga puntiforme: 
 
• Metassiltito alterado (MSD3): Resistência a compressão uniaxial variando entre 
17 e 25 MPa, com média de 21 MPa e coeficiente de variação de 29 %. 
• Metassiltito laminado (MSL): Resistência a compressão uniaxial, perpendicular 
aos planos de foliação, variando entre 42 e 58 MPa, com média de 50 MPa e 
coeficiente de variação de 42%. Quando ensaiados paralelos à foliação, obtem-se a 
resistência variando entre 20 e 34 MPa, com média de 27 MPa e coeficiente de 
variação de 57% - praticamente a metade dos valores anteriores. 
• Metassiltito maciço (MSM): Resistência a compressão uniaxial (amostra 
completa), variando entre 60 e 82 MPa, com média de 71 MPa e coeficiente de 
variação de 55%. 
• Metacalcário maciço (MCM): Resistência a compressão uniaxial variando entre 
65 e 80 MPa, com média de 72 MPa e coeficiente de variação de 40%. 
 
Tabela 5.7 - Valores médios encontrados nos ensaios de compressão uniaxial 
 
Rocha Compressão Uniaxial 
(MPa) 
Resistência da Rocha (ISRM, 
1981) 
Metassiltito alterado 21,00 Rocha fraca 
Metassiltito laminado 50,00 Rocha medianamente competente 
Metassiltito maciço 71,00 Rocha competente 
Metacalcário maciço 72,00 Rocha competente 
 
 
Montoya et al. (2001) realizaram também ensaios de resistência à compressão triaxial 
utilizando 20 amostras sãs de testemunhos das sondagens SR-126 e SR-127 (na 
profundidade da casa de força, entre 98 e 140 metros) em metassiltito das variedades 
brechado e maciço. Os corpos de prova foram submetidos aos ensaios em condições não 
drenadas e não consolidas (UU). Será mostrado a seguir um resumo dos parâmetros de 
resistência e deformabilidade encontrados para a rocha intacta, podendo-se ressaltar que é 
válido assumir que as rochas cumpriram o critério de ruptura de Mohr-Coulomb e puderam 
ser assumidas como linerar-elásticas. 
 
Tabela 5.8 - Parâmetros de resistência e deformabilidade da rocha intacta (Montoya, 2002). 
 
Rocha σc
(MPa) 
σt
(MPa)
c 
(MPa) 
φ 
(graus) 
E 
(Gpa) 
ν 
Metassiltito brechado 55 -2,5 10 50 50 0,20 
Metassiltito maciço 110 -10 23 45 60 0,20 
 
 130
Os resultados de resistência uniaxial obtidos nos ensaios de carga puntiforme mostraram 
que os metassiltitos maciços e os metacalcários maciços, das amostras coletadas no túnel de 
acesso a casa de força apresentaram propriedades mecânicas muito similares. 
 
No final de 2001, o Instituto Pesquisas Tecnológicas do Estado de São Paulo (IPT) realizou 
ensaios de compressão uniaxial, com determinação do módulo de deformabilidade ou de 
Young e coeficiente de Poisson, além de ensaios de compressão diametral (tração indireta) 
de amostras de sondagens de metassiltito nas variedades laminado, carbonático e brechado. 
 
As amostras foram trabalhadas para produzir 14 corpos de prova para o ensaio de 
compressão uniaxial e 12 corpos de prova para o ensaio de compressão diametral (tração 
pelo método brasileiro). 
 
De acordo com a recomendação de referência para classificação mecânica de rochas da 
International Society For Rock Mechanics (ISRM, 1981), em geral, as amostras ensaiadas 
pelo IPT possuem valores de resistência à compressão uniaxial situadas predominantemente 
na faixa de 80 a 150 MPa, que abrange as categorias de rocha competente e muito 
competente. Valores inferiores podem ocorrer em rupturas controladas pela xistosidade. No 
metassiltito maciço, podem ocorrer valores superiores. Descartando os dois valores 
extremos, superior e inferior, a resistência média à compressão uniaxial de doze amostras 
de metassiltito é de cerca de 112 MPa. 
 
Apesar das diferenças mais pronunciadas na resistência à compressão uniaxial em razão das 
variações estruturais, o metassiltito apresenta parâmetros elásticos bem menos susceptíveis 
a essas diferenciações, com o módulo de Young variável entre 52-53 e 62-63 GPa e 
coeficiente de Poisson em torno de 0,10. A resistência à tração pode ser considerada em 
geral entre 6 e 12 MPa.O padrão de deformação é semelhante na maioria dos corpos-de-prova testados. A fase 
elástica, linear foi bem representada numa faixa ampla de tensões, com a rocha tendendo a 
acumular quantidade elevada de energia de deformação até próximo da ruptura. 
 
Tabela 5.9 - Valores médios encontrados nos ensaios geomecânicos executados 
 no IPT (2001) 
 
Rocha σc
(MPa) 
σt
(MPa) 
E 
(Gpa) 
ν Resistência da Rocha 
(ISRM, 1981) 
Metassiltito 
 
112 6 a 12 52-53 a 62-63 0,10 Rocha muito competente 
 
 
A seguir serão mostrados alguns corpos de prova obtidos dos testemunhos de sondagem 
enviados para os laboratórios de mecânica das rochas do IPT em São Paulo e que foram 
submetidos aos ensaios de compressão uniaxial e compressão diametral. 
 
 
 131
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.43 - Corpos de prova 1 a 4 de metassiltito brechado e/ou com vênulas 
carbonáticas, sendo que o Cp 4 foi utilizado para amostra do ensaio de tração (IPT,2001). 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.44 - Corpos de prova de metassiltito laminado (CP 9 e 10) e maciço (CP 11 e 12) 
(IPT, 2001). 
 132
5.8 CLASSIFICAÇÃO GEOMECÂNICA DO MACIÇO ROCHOSO 
 
Todas as escavações do AHE Queimado foram mapeadas, como já descrito no item 5.5 
dessa tese, e no caso das estruturas subterrâneas foram definidos todos os parâmetros 
geomecânicos para a classificação dos maciços rochosos com base em Grimstad e Barton 
(1993). A classificação geomecânica pelo sistema Q levou a definição das classes de 
suporte para todos os tratamentos necessários para a manutenção da estabilidade das 
superfícies expostas pelas escavações. 
 
Os mapeamentos das estruturas subterrâneas forneceram uma grande quantidade de dados a 
respeito dos parâmetros de classificação geomecânica pelo sistema Q (Grimstad e Barton, 
1993). A partir dos valores determinados na obra foram calculados os índices Q’, GSI e φ 
(Equações 3.12, 3.21 e 3.22), como serão mostrados a seguir para cada estrutura do 
empreendimento. 
 
Para o maciço rochoso do AHE Queimado verificou-se uma variação expressiva nos 
valores do índice Q obtidos através do mapeamento nas diversas frentes de escavação das 
obras subterrâneas. Essa variação é decorrente da interação entre a escavação e os tipos 
litológicos diversos, além das estruturas tectônicas que levaram a deformações do maciço 
(falhas, dobramentos, fraturas, zonas de cisalhamento e foliações). 
 
5.8.1 Túnel de desvio 
 
No túnel de desvio os valores do índice Q são variáveis entre 0,1 e 8,0 (Tabela 5.10). Os 
valores de RMR obtidos utilizando a Equação 3.19, para esses valores extremos de Q, são 
21,9 e 62,7, indicando que a qualidade do maciço no túnel de desvio varia de pobre 
(21<RMR<40) a boa (61<RMR<80). 
 
O maciço de pior qualidade está posicionado entre as progressivas 0,00 e 101,00 m (valor 
médio de Q = 1,6) e principalmente próximo ao desemboque entre as progressivas 180,00 e 
233,20 m (valor médio de Q = 0,5) devido a maior proximidade com o terreno natural e 
conseqüente avançado grau de fraturamento. Como já descrito no item 5.6, no trecho 
próximo ao desemboque a escavação interceptou uma estrutura do tipo chapéu de bispo 
(interseção de planos de descontinuidade formando cunhas) responsável pela queda dos 
valores de Q. No intervalo de 0,00 a 101,00 m predominam as classes III/II com 
intercalações de maciços classes I/IA (valores médios de GSI = 46,8 e φ = 16), no intervalo 
entre 101,00 e 180,00 m predominam as classe I/IA (valores médios de GSI = 51,9 e φ = 
28) e finalmente no intervalo de 180,00 a 233,20 m predominam as classes III/II (valores 
médios de GSI = 46,2 e φ = 16). 
 
Esses três intervalos de qualidade de maciços rochosos foram considerados como fonte dos 
parâmetros para as análises de estabilidade das escavações do túnel de desvio, como serão 
descritas no item 5.12 dessa tese. 
 
Os suportes foram definidos em função da dimensão equivalente (De), calculada pela 
relação entre a altura do vão e o índice de suporte (ESR), além do índice Q (Tabela 5.11). 
 133
Tabela 5.10 - Parâmetros geomecânicos do túnel de desvio 
 
Prog RQD Jn Jr Ja Jw SRF Q Q´ RMR GSI φ Maciço 
0-6 80 24 1,0 8,0 1,0 5,0 0,1 0,4 21,9 40,6 7 III 
6-10 90 24 1,0 6,0 1,0 5,0 0,1 0,6 25,6 42,2 9 III 
10-12 80 24 1,5 6,0 1,0 5,0 0,2 0,8 28,1 43,3 14 III 
12-15 85 12 1,0 8,0 1,0 3,8 0,3 0,9 31,5 43,5 7 II 
15-20 85 9 1,0 8,0 1,0 3,8 0,3 1,2 34,0 44,6 7 II 
20-22 85 9 1,0 6,0 1,0 3,8 0,4 1,6 36,4 45,8 9 II 
22-28 80 12 1,0 3,0 1,0 3,8 0,6 2,2 39,3 47,1 18 II 
28-32 90 6 1,5 3,0 1,0 3,8 2,0 7,5 50,4 51,9 27 IA 
32-42 100 6 1,0 3,0 1,0 1,0 5,5 5,6 59,3 50,7 18 I 
42-49 95 6 1,5 2,0 1,0 2,5 4,5 11,9 57,5 53,7 37 I 
49-61 90 6 1,5 2,0 1,0 2,5 4,5 11,3 57,5 53,5 37 I 
61-67 95 6 1,5 2,0 1,0 2,5 4,6 11,9 57,7 53,7 37 I 
67-74 90 6 1,0 2,0 1,0 3,8 2,0 7,5 50,2 51,9 27 IA 
74-79 90 6 1,5 6,0 1,0 1,0 3,8 3,8 55,9 49,2 14 I 
79-85 85 6 1,0 12,0 1,0 5,0 0,2 1,2 30,4 44,6 5 II 
85-91 55 12 1,5 12,0 1,0 5,0 0,1 0,6 24,1 41,8 7 III 
91-97 65 27 1,5 10,0 1,0 5,0 0,1 0,4 20,1 40,0 9 III 
97-101 75 9 1,5 12,0 1,0 5,0 0,2 1,0 30,4 44,2 7 III 
Média 84,2 11,7 1,3 6,2 1,0 3,7 1,6 3,9 39,5 46,8 16 
101-106 75 1 1,5 3,0 1,0 5,0 0,6 37,5 39,8 58,2 27 II 
106-116 75 9 2,0 8,0 1,0 2,5 0,8 2,1 42,3 46,9 14 IA 
116-121 80 6 2,0 8,0 1,0 2,5 1,3 3,3 46,6 48,7 14 IA 
121-130 80 6 3,0 2,0 1,0 2,5 8,0 20,0 62,7 55,7 56 I 
130-135 80 6 3,0 8,0 1,0 2,5 2,0 5,0 50,2 50,3 21 IA 
135-141 80 6 3,0 2,0 1,0 2,5 8,0 20,0 62,7 55,7 56 I 
141-153 90 12 1,5 2,0 1,0 1,0 5,6 5,6 59,5 50,8 37 I 
153-162 90 6 1,0 3,0 1,0 1,0 5,0 5,0 58,4 50,3 18 I 
162-168 95 4 1,0 3,0 1,0 1,9 4,2 7,9 56,8 52,1 18 I 
168-180 90 6 1,5 4,0 1,0 1,9 3,0 5,6 53,8 50,8 21 I 
Média 83,5 6,2 2,0 4,3 1,0 2,3 3,8 11,2 53,3 51,9 28 
180-187 85 6 1,5 1,0 1,0 3,8 0,6 21,3 38,9 55,9 56 II 
187-193 90 12 1,5 8,0 1,0 2,3 0,6 1,4 38,8 45,3 11 II 
193-201 90 6 1,5 8,0 1,0 2,5 1,1 2,8 45,0 48,0 11 IA 
201-206 90 9 1,0 4,0 1,0 3,8 0,6 2,5 40,0 47,6 14 II 
206-209 75 9 1,0 4,0 1,0 3,8 0,6 2,1 38,8 46,9 14 II 
209-214 60 9 1,5 12,0 1,0 5,0 0,2 0,8 28,1 43,3 7 III 
214-227 65 12 1,5 12,0 1,0 5,0 0,1 0,7 26,3 42,5 7 III 
227-229 65 18 2,0 8,0 1,0 5,0 0,2 0,9 28,6 43,6 14 III 
229-233,2 75 12 1,5 12,0 1,0 5,0 0,2 0,8 27,5 43,0 7 III 
Média 77,2 10,3 1,4 7,7 1,0 4,0 0,5 3,7 34,7 46,2 16 
 
 134
Tabela 5.11 - Definição dos sistemas de suportes do túnel de desvio 
 
TÚNEL DE DESVIO De= (5,00/1,6) = 3,13m 
 
 
CAT. SUPORTE Q TIPO DE SUPORTE 
I > 2,3 CHUMBADORES ESPORÁDICOS 
IA 2,3 a 0,65 CHUMBADORES ENVENTUAIS + 5cm DE CPP 
II 0,65 a 0,18 TIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,70 + 7cm DE CPRF 
III 0,18 a 0,046 TIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,20 + 9cm DE CPRF 
0,046 a 0,012IV 
0,012 a 0,001
TIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,20 + 12cm DE CPRF E 
CAMBOTAS METÁLICAS A CADA 1,00 m 
 
 
5.8.2 Túnel de acesso a casa de força (túnel 1) 
 
No túnel de acesso a casa de força os mapeamentos revelaram que os valores do índice Q 
variam entre 0,2 e 16,7. Os valores de RMR obtidos para esses valores extremos de Q são 
29,1 e 69,3, indicando que a qualidade do maciço rochoso varia de pobre (21<RMR<40) a 
boa (61<RMR<80). 
 
Da análise dos parâmetros geomecânicos do túnel 1 conclui-se que nos primeiros 27,00 m o 
maciço rochoso possui qualidade inferior (Q = 0,8; GSI = 43,7; φ = 14,3), devido a 
proximidade do terreno natural na região do emboque onde grande parte das 
descontinuidades estão abertas em maciço fraturado, predominando as classes de maciço 
III/II. No restante do túnel, de 27,00 a 707 metros (Q = 5,0; GSI = 50,8; φ = 32,2), 
predominam as classes I/IA, com intercalações da classe II e mais raramente da classe III 
devido a influência das zonas de cisalhamento rúptil que atravessam a escavação. 
 
Os tratamentos aplicadosnas superfícies finais de escavação do túnel 1 foram definidos em 
função da dimensão equivalente (De) em relação ao índice Q calculado a cada avanço para 
as paredes direita, esquerda e para o teto. O valor De é definido pela relação entre a altura 
do vão e o ESR, que no caso de túnel de acesso recebe valor igual a 1,6. 
 
As contenções encontradas no gráfico De X Q estão mostradas para o túnel de acesso a casa 
de força (túnel 1) na Tabela 5.12, a seguir. 
 
Para todas as estruturas subterrâneas foram seguidos os mesmos critérios descritos 
anteriormente, mostrando sempre a eficiência da definição dos tratamentos de forma 
empírica segundo o estabelecido em Grimstad e Barton (1993). 
 135
 
 
 
 
 
Caracterização Geral do Maciço no Túnel de Desvio
I
39%
IA
17%
II
21%
III
23%
IV
0% I
IA
II
III
IV
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.45 - Classes de maciço do túnel de desvio 
 
 
 
 
 
 
 Classificação do Maciço no Túnel de Acesso à Casa de Força
I
40%
IA
31%
II
26%
III
3% IV
0% I
IA
II
III
IV
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Figura 5.46 - Classes de maciço do túnel de acesso a casa de força 
 136
Tabela 5.12 - Definição dos sistemas de suporte do túnel 1 
 
TÚNEL DE ACESSO A CASA DE FORÇA (TÚNEL 1) De= (6,60/1,6) = 4,13m 
 
CAT. SUPORTE Q TIPO DE SUPORTE 
I > 4,50 CHUMBADORES ESPORÁDICOS 
IA 4,50 a 3,7 CHUMBADORES ENVENTUAIS + 4cm DE CPP 
II 3,7 a 0,95 CHUMBADORES SISTEMÁT. E=2,00 + 5cm DE CPP 
0,95 a 0,32 III 
0,32 a 0,08 
TIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,50 + 7cm DE CPRF 
0,08 a 0,018 IV 
0,018 a 0,001
TIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,20 + 15cm DE CPRF E 
CAMBOTAS METÁLICAS A CADA 1,00 
 
 
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700
Progressiva (m)
Ín
d
ic
e
 Q
 
Figura 5.47 - Túnel 1 – variação do índice Q ao longo das progressivas 
 
 137
5.8.3 Túnel de acesso ao túnel de fuga por montante (túnel 2) 
 
No túnel de acesso ao túnel de fuga por montante os valores de Q variaram entre 1,1 e 7,5 
(Tabela 5.14). Os valores de RMR obtidos a partir desses valores extremos de Q são 45,1 e 
62,2, indicando que a qualidade do maciço rochoso variou de regular (41<RMR<60) a bom 
(61<RMR<80). 
 
Foi possível distinguir três trechos com qualidades de maciço similares: 
 
• 0,00 a 170,00 m – Q = 4,5; GSI = 51,9; φ = 41,0; 
• 170,00 a 257,00 m – Q = 3,2; GSI = 49,6; φ = 29,0; 
• 257,00 a 342,06 m – Q = 2,7; GSI = 49,2; φ = 32,0; 
 
Analisando todo o túnel 2 (0,00 a 342,06 m) obtem-se os valores médios: 
 
• 0,00 a 342,06 m - Q = 3,7; GSI = 50,6; φ = 35,7; 
 
No trecho de 0,00 a 170,00 m predominam as classes de maciço I/IA com raras 
intercalações de maciços classes II e III. No trecho de 170,00 a 257,00 m predominam as 
classes II/IA com redução do valor médio de φ devido a presença de faixas cisalhadas onde 
as descontinuidades possuem película argilosa de preenchimento e finalmente no trecho de 
257,00 a 342,50 m predominam as classes II e III, devido as intercessões com a galeria de 
ensaios e galeria de sucção/túnel de fuga, além de juntas de grande persistência com 
película argilosa. Quando se analisa todo o túnel 2 percebe-se que se trata de um maciço de 
qualidade regular (RMR = 54,3). 
 
Os tratamentos foram estabelecidos em função da tabela abaixo, definida na fase de projeto. 
 
Tabela 5.13 - Definição das categorias de suporte do túnel 2 
 
TÚNEL DE ACESSO AO TÚNEL DE FUGA POR MONTANTE (TÚNEL 2) 
De= (6,60/1,3) = 5,08m 
 
CAT. SUPORTE Q TIPO DE SUPORTE 
I > 7,4 TIRANTES ESPORÁDICOS 
IA 7,40 a 4,60 TIRANTES ENVENTUAIS + 4cm DE CPP 
II 4,60 a 1,30 TIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,90 + 5cm DE CPP 
III 1,30 a 0,42 TIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,60 + 7cm DE CPRF 
IV 0,42 a 0,001 TIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,20 + 15cm DE CPRF 
E CAMBOTAS METÁLICAS A CADA 1,00 
 
 
 
 138
Tabela 5.14 - Parâmetros geomecânicos do túnel de acesso ao túnel de fuga por montante. 
 
Prog RQD Jn Jr Ja Jw SRF Q Q´ RMR GSI φ Maciço 
0-8 70 27 1,5 2,0 1,0 1,3 1,6 1,9 48,0 46,6 37 II 
8-12 75 18 1,5 2,0 1,0 1,3 2,5 3,1 52,2 48,5 37 II 
12-18 80 6 1,5 3,0 1,0 1,3 5,3 6,7 59,1 51,4 27 IA 
18-24 85 9 2,0 2,0 1,0 1,9 5,0 9,4 58,5 52,8 45 IA 
24-37 85 12 3,0 3,0 1,0 1,3 5,7 7,1 59,6 51,7 45 IA 
37-38 85 6 1,5 3,0 1,0 1,3 5,7 7,1 59,6 51,7 27 IA 
38-44 80 9 2,0 3,0 1,0 1,3 4,8 5,9 58,1 51,0 34 IA 
44-49 80 9 3,0 3,0 1,0 1,3 7,1 8,9 61,6 52,5 45 I 
49-60 90 9 2,0 3,0 1,0 1,3 5,4 6,7 59,1 51,4 34 IA 
60-67 85 6 3,0 3,0 1,0 1,9 7,5 14,2 62,2 54,4 45 I 
67-76 80 6 3,0 3,0 1,0 1,9 7,1 13,3 61,6 54,1 45 I 
76-80 85 12 3,0 3,0 1,0 1,3 5,7 7,1 59,6 51,7 45 IA 
80-89 45 6 3,0 8,0 1,0 2,5 1,1 2,8 45,1 48,0 21 III 
89-98 60 6 2,0 3,0 1,0 1,9 3,6 6,7 55,4 51,4 34 II 
98-105 75 6 5,0 0,8 1,0 1,9 4,4 83,3 57,4 61,3 81 IA 
105-113 80 9 2,0 3,0 1,0 1,3 4,8 5,9 58,1 51,0 34 IA 
113-121 80 12 3,0 3,0 1,0 1,3 5,3 6,7 59,1 51,4 45 IA 
121-131 85 9 1,5 3,0 1,0 1,0 4,7 4,7 58,0 50,1 27 IA 
131-150 80 12 3,0 2,0 1,0 5,0 2,0 10,0 50,2 53,0 56 II 
150-160 80 12 1,0 0,8 1,0 5,0 1,8 8,9 49,1 52,5 53 II 
160-170 90 6 3,0 3,0 1,0 5,0 3,0 15,0 53,9 54,6 45 II 
170-178 80 9 1,0 2,0 1,0 1,0 4,4 4,4 57,4 49,8 27 IA 
178-187 80 6 1,0 2,0 1,0 5,0 1,3 6,7 46,6 51,4 27 II 
187-201 90 27 1,5 4,0 1,0 1,5 0,9 1,3 42,5 44,9 21 III 
201-217 90 12 3,0 4,0 1,0 1,0 5,6 5,6 59,5 50,8 37 IA 
217-220 80 12 1,5 2,0 1,0 1,5 3,4 5,0 54,9 50,3 37 IA 
220-228 80 12 1,5 2,0 1,0 1,5 3,4 5,0 54,9 50,3 37 II 
228-235 80 12 3,0 3,0 1,0 1,5 4,5 6,7 57,5 51,4 45 II 
235-244 80 9 1,5 4,0 1,0 1,5 2,3 3,2 51,3 48,6 20 II 
244-250 80 9 1,5 4,0 1,0 1,0 3,4 3,2 55,0 48,6 20 II 
250-257 80 9 1,5 3,0 1,0 1,5 2,9 4,3 53,7 49,7 26 II 
257-261 75 12 1,5 2,0 1,0 1,5 3,1 4,5 54,2 49,9 36 II 
261-278 80 12 1,5 2,0 1,0 1,5 3,4 6,0 56,5 50,2 36 II 
278-295 80 12 3,0 3,0 1,0 1,5 4,5 6,7 57,5 51,4 45 II 
295-301 70 12 1,5 3,0 1,0 1,9 1,5 2,9 47,9 48,2 27 II 
301-307 45 12 2,0 4,0 1,0 1,9 1,0 1,9 43,9 46,5 27 III 
307-313 80 9 2,0 3,0 1,0 1,9 3,2 5,9 54,4 51,0 34 II 
313-329 60 12 3,0 6,0 1,0 2,5 1,0 2,5 44,0 47,6 27 III 
329-340 65 12 2,0 6,0 1,0 1,9 1,0 1,8 43,5 46,3 18 III 
340-342,66 90 27 2,0 3,0 1,0 1,9 1,2 2,2 45,5 47,1 34 III 
 139
 
 
 
 
Classificação Geral do Maciço no Túnel de Acesso ao Túnel de 
Fuga por Montante
I
6%
IA
31%
II
46%
III
17%
IV
0% I
IA
II
III
IV
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.48 - Classes de maciço do túnel de acesso ao túnel de fuga por montante 
 
 
 
 
Classificação Geral do Maciço no Túnel de Acesso ao Túnel 
de Fuga por Jusante
I
17% IA
5%
II
36%
III
25%
IV
17% I
IA
II
III
IV
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.49 - Classes de maciço do túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante 
 
 140
5.8.4 Túnel de acesso ao túnel de adução (túnel 3) 
 
Os parâmetros geomecânicos utilizados no cálculo do índice Q no túnel 3 revelaram uma 
variação (inferior e superior) de 0,6 a 8,0 (Tabela 5.16). Os valores de RMR obtidos para 
esses índices Q extremos foram respectivamente 39,7 e 62,7, indicando uma qualidade 
pobre (21<RMR<40) a boa (61<RMR<80) para o maciço rochoso. 
 
Os valores mais baixos do índice Q ocorreram em função das interseções do túnel 3 com o 
túnel 1 e com o túnel de adução, que conforme o critério de classificação o parâmetro Jn é 
penalizado sendo multiplicado por 2 (2 x Jn). Além disso, apareceram no trecho inicial 
entre as progressivas 0,00 e 30,00 m, surgências d’água que reduziram o valor do 
parâmetro Jw para 0,7. No geral o maciço foi classificado como de classes II/IA, com raras 
passagens do maciço classe III. 
 
Considerando todo o túnel de acesso ao túnel de adução, de 0,00 a 180,84 m, os valores 
médios encontradospara os parâmetros geomecânicos foram: 
 
• 0,00 a 180,84 m – Q = 4,0; RMR = 54,3 (maciço regular); GSI = 49,6; φ = 30,0; 
 
Os sistemas de suporte foram definidos em função da relação De x Q, conforme tabela 
abaixo. 
 
 
 
Tabela 5.15 - Definição das categorias de suporte para o túnel 3. 
 
TÚNEL DE ACESSO AO TÚNEL DE ADUÇÃO (TÚNEL 3) 
De= (6,00/1,3) = 4,62m 
 
CAT. SUPORTE Q TIPO DE SUPORTE 
I > 6,00 TIRANTES ESPORÁDICOS 
IA 6,00 a 4,20 TIRANTES ENVENTUAIS + 4cm DE CPP 
II 4,20 a 1,20 TIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,90 + 5cm DE CPP 
III 1,20 a 0,37 TIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,60 + 7cm DE CPRF 
IV 0,37 a 0,001 TIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,20 + 15cm DE CPRF 
E CAMBOTAS METÁLICAS A CADA 1,00 
 
 
No túnel 2 as faixas de cisalhamento possuem película argilosa e grande persistência, 
ocorrendo surgência d’água com vazão em torno de 5,0 l/min associadas, sendo 
responsáveis pela queda do valor do índice Q e outros parâmetros associados. 
 
 
 141
Tabela 5.16 - Parâmetros geomecânicos obtidos para o túnel 3 
 
 
Prog RQD Jn Jr Ja Jw SRF Q Q´ RMR GSI φ Maciço
0-12 85 27 3,0 8,0 0,7 1,3 0,6 1,2 39,7 44,6 21 III 
12-22 85 9 3,0 8,0 1,0 1,3 2,8 3,5 53,4 48,9 21 II 
22-30 85 6 3,0 8,0 0,7 1,3 2,8 5,3 53,3 50,5 21 II 
30-40 80 9 3,0 4,0 1,0 1,3 5,3 6,7 59,1 51,4 37 IA 
40-51 90 6 2,0 3,0 1,0 1,3 8,0 10,0 62,8 53,0 34 IA 
51-60 90 18 2,0 3,0 1,0 1,0 3,4 3,3 54,9 48,7 34 II 
60-70 85 9 1,5 2,0 1,0 1,3 5,7 7,1 59,6 51,7 37 IA 
70-73 80 6 3,0 4,0 1,0 1,3 8,0 10,0 62,7 53,0 37 I 
73-85 85 18 3,0 3,0 1,0 1,0 4,7 4,7 58,0 50,1 45 IA 
85-105 90 9 1,5 3,0 1,0 1,0 5,0 5,0 58,5 50,3 27 IA 
105-120 90 9 1,5 2,0 1,0 1,0 7,5 7,5 62,1 51,9 37 I 
120-130 85 12 2,0 4,0 1,0 1,3 2,8 3,5 53,4 48,9 27 II 
130-145 85 12 1,0 2,0 1,0 1,3 2,8 3,5 53,4 48,9 27 II 
145-163 90 12 1,5 3,0 1,0 1,3 3,0 3,8 53,9 49,2 27 II 
163-173 50 9 3,0 8,0 1,0 2,5 0,9 2,1 42,5 46,9 21 III 
173-180,84 55 18 3,0 6,0 1,0 1,9 0,8 1,5 42,1 45,7 27 III 
Média 81,9 11,8 2,3 4,4 1,0 1,3 4,0 4,9 54,3 49,6 30 
 
 
5.8.5 Túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante (túnel 4) 
 
No túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante foram obtidos os piores valores (mínimo e 
máximo) do AHE Queimado para o índice Q. Foram determinados índices variando de 0,1 
a 11,00, ou em forma do índice RMR, variação de 19,9 a 65,6 o que indica qualidade do 
maciço rochoso variando de muito ruim (<20) a bom (61<RMR<80). 
 
Para o melhor entendimento da distribuição dos parâmetros geomecânicos o túnel 4 foi 
dividido em três trechos similares: 
 
• 0,00 a 88,00 m – Q = 0,2; RMR = 27,2 (maciço ruim); GSI = 40,0; φ = 8,0; 
• 88,00 a 217,00 m – Q = 0,8; RMR = 36,6 (maciço ruim); GSI = 44,9; φ = 15,0; 
• 217,00 a 309,78m –Q = 6,5; RMR = 59,3 (maciço regular); GSI = 50,5; φ = 38,0; 
 
Os dois primeiros trechos refletem a baixa qualidade geomecânica dos materiais escavados, 
com a predominância de maciços classes IV/III em rocha muito decomposta e pouco 
consistente, além das frequentes faixas de cisalhamento que atravessaram a seção do túnel 
4. Já no último trecho, isolado para facilitar a análise, predominam os maciços classes I/II 
com uma intercalação de maciço classe IA. 
 
Como nas demais estruturas subterrâneas os tratamentos foram definidos com base no 
gráfico que relaciona o diâmetro equivalente (De) e o índice Q, conforme Tabela 5.18. 
 142
Tabela 5.17 - Parâmetros geomecânicos definidos no túnel 4 
 
Prog RQD Jn Jr Ja Jw SRF Q Q´ RMR GSI φ Maciço
0-10 65 18 1,0 8,0 1,0 1,0 0,0 0,5 16,1 16,1 7 IV 
10-17 75 9 1,0 12,0 1,0 1,0 0,1 0,7 19,9 42,6 5 IV 
17-37 55 9 1,0 12,0 1,0 1,0 0,1 0,5 17,0 17,0 5 IV 
37-38 70 12 1,0 12,0 1,0 5,0 0,1 0,5 22,9 41,2 5 IV 
38-40 70 9 1,0 6,0 1,0 7,5 0,2 1,3 28,1 45,0 9 III 
40-46 50 9 1,0 6,0 1,0 5,0 0,2 0,9 29,3 43,7 9 III 
46-52 70 9 1,0 6,0 1,0 5,0 0,3 1,3 31,9 45,0 9 III 
52-60 70 9 1,0 4,0 1,0 5,0 0,4 1,9 35,5 46,6 14 III 
60-69 90 6 1,0 6,0 1,0 5,0 0,5 2,5 37,9 47,6 9 III 
69-75 85 9 1,0 12,0 1,0 5,0 0,2 0,8 26,9 43,1 5 IV 
75-78 60 9 1,0 12,0 1,0 5,0 0,1 0,6 24,1 41,7 5 IV 
78-82 85 9 1,0 12,0 1,0 5,0 0,2 0,8 27,3 43,1 5 IV 
82-88 75 9 1,0 4,0 1,0 5,0 0,4 2,1 36,2 46,9 14 III 
Média 70,8 9,7 1,0 8,6 1,0 4,3 0,2 1,1 27,2 40,0 8 
88-85 85 6 2,0 4,0 1,0 5,0 1,4 7,1 47,2 51,7 27 II 
85-102 90 6 2,0 4,0 1,0 5,0 1,5 7,5 47,6 51,9 27 II 
102-109 85 9 1,0 4,0 1,0 5,0 0,5 2,4 37,2 47,4 14 III 
109-117 85 9 1,0 3,0 1,0 2,5 1,2 3,1 45,9 48,5 18 II 
117-125 60 6 1,0 3,0 1,0 2,5 1,3 3,3 46,5 48,7 18 II 
125-132 70 6 1,0 3,0 1,0 5,0 0,8 3,9 41,6 49,3 18 III 
132-135 70 6 1,0 3,0 1,0 2,5 0,8 3,9 41,6 49,3 18 III 
135-140 70 6 1,0 3,0 1,0 5,0 0,8 3,9 41,6 49,3 18 III 
140-150 75 6 1,5 3,0 1,0 2,5 2,5 6,3 52,2 51,2 27 II 
150-160 70 6 1,0 3,0 1,0 5,0 0,8 3,9 41,6 49,3 18 III 
160-169 85 9 1,0 2,0 1,0 5,0 0,9 4,7 43,4 50,1 27 III 
169-178 85 9 1,0 2,0 1,0 2,5 1,9 4,7 49,7 50,1 27 II 
178-180 60 9 1,5 3,0 1,0 3,5 1,0 3,3 43,7 48,7 27 II 
180-208 65 9 1,5 3,0 1,0 2,5 1,4 3,6 47,3 49,0 27 II 
208-217 90 9 1,0 3,0 1,0 1,3 2,6 3,3 52,7 48,7 18 II 
Média 73,6 8,5 1,1 5,7 1,0 3,9 0,8 2,8 36,6 44,9 15 
217-225 70 9 1,0 3,0 1,0 1,3 2,1 2,6 50,5 47,7 18 II 
225-233 75 9 1,5 2,0 1,0 1,8 3,6 6,3 55,5 51,2 37 II 
233-248 85 12 1,0 1,0 1,0 2,5 2,8 7,1 53,4 51,7 45 IA 
248-270 80 6 1,0 1,0 1,0 1,3 11,0 13,3 65,6 54,1 45 I 
270-280 80 6 1,5 2,0 1,0 1,3 8,0 10,0 62,7 53,0 37 I 
280-288 80 6 1,0 2,0 1,0 1,3 5,3 6,7 59,0 51,4 27 I 
288-299 80 6 1,0 1,0 1,0 1,3 11,0 13,3 65,6 54,1 45 I 
299-302 80 6 1,0 1,0 0,7 1,3 11,0 13,3 65,6 54,1 45 I 
302-309,78 80 12 1,0 1,0 0,7 1,3 3,6 6,7 55,5 51,4 45 II 
Média 78,9 8,0 1,1 1,6 0,9 1,4 6,5 8,8 59,3 50,5 38 
 
 143
Tabela 5.18 - Definição das categorias de suporte do túnel 4 
 
TÚNEL DE ACESSO AO TÚNEL DE FUGA POR JUSANTE (TUNEL 4) 
 De= (6,40/1,3) = 4,92m 
 
CAT. SUPORTE Q TIPO DE SUPORTE 
I > 7,2 CHUMBADORES ESPORÁDICOS 
IA 7,20A a 4,50 CHUMBADORES ENVENTUAIS + 4cm DE CPP 
II 4,50 a 1,30 TIRANTES SISTEMÁTICOS E=2,00 + 5cm DE CPP 
III 1,30 a 0,13 TIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,50 + 7cm DE CPRF 
IV 
0,13 a 0,001
TIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,20 + 15cm DE CPRF 
E CAMBOTAS METÁLICAS A CADA 1,00 
 
 
5.8.6 Túnel de adução 
 
No túnel de adução foram definidos os valores de Q variando de um mínimo de 1,0 a um 
máximo de 33,0, com os respectivos valores de RMR de 44,0 e 75,6, o que indica um 
maciço com qualidade variando de regular (41<RMR<60) a boa (61<RMR<80). 
 
Os valores médios encontrados para os parâmetros geomecânicos de 0,00 a 767,00 m 
foram: Q = 13,3; RMR = 65,1 (maciço bom); GSI = 54,3; φ = 38,0. 
 
Como já revelado pelos índices informados acima, trata-se de um maciço rochoso de boa 
qualidade geomecânica, com predominância das classes I/IA, com exceção do trecho entre 
as progressivas 767,00 e 568,00 m (Q = 5,6; RMR = 56,2; GSI = 50,7; φ = 31,3), onde 
predominam as classes II/III devido à presença de várias faixas de cisalhamento de pequena 
espessura, porém formadoras de cunhas rochosas instáveis. Nesse intervalo observou-se a 
presença de surgências d’água (Jw = 1,3), principalmente na progressiva 710,00 m. 
 
Tabela 5.19 - Categorias de suporte definidas para o túnel de adução (De = 6,80/1,0) 
 
CAT. SUPORTE Q TIPO DE SUPORTE 
I > 18,0 CHUMBADORES ESPORÁDICOS 
IA 18,0 a 13,0 CHUMBADORES ENVENTUAIS + 4cm DE CPP 
II 13,0 a 6,20 CHUMBADORES SISTEMÁT. E=2,00 + 5cm DE CPP 
III 6,20 a 0,6 TIIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,60 + 7cm DE CPRF 
IV 0,60 a 0,001 
TIIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,20 + 15cm DE 
CPRF E CAMBOTAS METÁLICAS A CADA 1,00 
 144
Tabela 5.20 - Parâmetros geomecânicos definidos no túnel de adução 
 
Prog RQD Jn Jr Ja Jw SRF Q Q´ RMR GSI φ Maciço
767-756 70 9 1,5 4,0 1,0 1,3 2,4 2,9 51,8 48,2 21 II 
756-747 95 6 1,5 3,0 1,0 1,3 6,3 7,9 60,6 52,1 27 II 
747-709 61,3 12,0 2,0 4,5 1,0 1,9 1,4 2,4 46,3 47,3 24,5 III 
709-703 60 12 2,0 1,0 1,3 1,3 23,6 10,0 72,5 53,0 63 II703-694 65 9 1,5 3,0 1,0 1,3 2,9 3,6 53,6 49,0 27 III 
694-679 85 27 2,0 3,0 1,0 1,0 2,1 2,1 50,7 46,9 34 III 
679-664 80 9 1,5 3,0 1,0 1,3 3,5 4,4 55,3 49,8 27 III 
664-649 80 6 1,5 3,0 1,0 1,3 5,3 6,7 59,0 51,4 27 III 
649-638 90 9 1,5 1,0 1,0 3,8 4,0 15,0 56,5 54,6 56 III 
638-624 90 6 3,0 3,0 1,0 1,0 15,0 15,0 68,4 54,6 45 IA 
624-616 85 9 3,0 6,0 1,0 1,3 3,8 4,7 56,0 50,1 27 III 
616-611 80 4 3,0 6,0 1,0 2,5 4,0 10,0 56,5 53,0 27 III 
611-595 70 3 1,5 3,0 1,0 1,9 6,2 11,7 60,4 53,6 27 III 
595-590 50 2 1,5 3,0 1,0 1,9 6,6 12,5 61,0 53,9 27 II 
590-568 75 4 2,0 3,0 1,0 1,3 10,0 12,5 64,7 53,9 34 II 
568-557 70 4 2,0 2,0 1,0 1,3 14,0 17,5 67,8 55,2 45 IA 
557-547 75 3 2,0 3,0 1,0 1,3 13,4 16,7 67,4 55,0 34 IA 
547-537 95 3 1,5 2,0 1,0 1,3 19,0 23,8 70,5 56,4 37 I 
537-535 90 3 2,0 3,0 1,0 1,3 16,0 20,0 69,0 55,7 34 IA 
535-524 70 3 1,5 2,0 1,0 1,3 14,0 17,5 67,8 55,2 37 IA 
524-476 90 3 2,0 3,0 1,0 1,3 16,0 20,0 69,0 55,7 34 IA 
476-445 70 4 2,0 2,0 1,0 1,3 14,0 17,5 67,8 55,2 45 IA 
445-441 75 4 2,0 2,0 1,0 1,0 18,7 18,8 70,4 55,5 45 I 
441-433 75 3 2,0 2,0 1,0 1,0 25,0 25,0 73,0 56,6 45 I 
433-422 75 4 2,0 2,0 1,0 1,0 18,7 18,8 70,4 55,5 45 I 
422-413 85 3 2,0 3,0 1,0 1,0 18,8 18,9 70,4 55,5 34 I 
413-385 90 4 2,0 2,0 1,0 1,0 22,5 22,5 72,0 56,2 45 I 
385-373 90 4 1,0 1,0 1,0 1,0 22,5 22,5 72,0 56,2 45 I 
373-350 100 4 1,0 1,0 1,0 1,0 25,0 25,0 73,0 56,6 45 I 
350-325 100 4 2,0 2,0 1,0 1,0 25,0 25,0 73,0 56,6 45 I 
325-318 100 4 2,0 3,0 1,0 1,3 13,4 16,7 67,4 55,0 34 IA 
318-300 95 4 2,0 3,0 1,0 1,0 16,0 15,8 69,0 54,8 34 IA 
300-285 90 6 2,0 2,0 1,0 1,3 12,0 15,0 66,4 54,6 45 IA 
285-265 90 6 2,0 2,0 1,0 1,0 15,0 15,0 68,4 54,6 45 IA 
265-257 90 6 2,0 2,0 1,0 1,3 13,3 15,0 67,3 54,6 45 IA 
257-238 100 6 2,0 2,0 1,0 1,0 16,7 16,7 69,3 55,0 45 IA 
238-223 90 6 2,0 2,0 1,0 1,0 15,0 15,0 68,4 54,6 45 IA 
223-215 95 4 1,0 1,0 1,0 1,0 23,7 23,8 72,5 56,4 45 I 
215-0 95,0 4,3 1,8 2,1 1,0 1,1 19,7 20,3 70,4 55,6 41,2 I 
Média 82,5 5,8 1,9 2,6 1,0 1,3 13,3 14,8 65,1 54,5 38 
 
 145
5.8.7 Túnel de fuga 
 
No túnel de fuga os valores do índice Q (mínimo e máximo) são variáveis entre 0,3 e 31,5 
(Tabela 5.22). Os valores de RMR obtidos a partir dos valores extremos do índice Q, são 
31,5 e 78,6, indicando que a qualidade do maciço rochoso varia de ruim (21<RMR<40) a 
bom (61<RMR<80), porém, nessa estrutura subterrânea foram encontrados os maiores 
valores do índice Q no AHE Queimado. Os valores mais baixos de Q estão relacionados 
com as faixas de cisalhamento que atravessam a seção escavada, principalmente na 
litologia metassiltito laminado (MSL). Quase sempre ocorrem surgências d’água associadas 
as faixas de cisalhamento o que reduz também o valor do Jw. Os valores médios 
encontrados para os parâmetros geomecânicos foram: Q = 7,4; RMR = 57,6 (maciço 
regular); GSI = 51,8; φ = 33,3. Predominam as classes de maciço I/IA com raras 
intercalações das classes de maciço II e III. 
 
A seguir estão relacionados os parâmetros geomecânicos por litologia mapeada: 
 
• 0 a 109 m (MSL) - Q = 4,0; RMR = 56,8; GSI = 50,5; φ = 29,0; 
• 109 a 185 m (MCL) - Q = 5,6; RMR = 55,9; GSI = 50,3; φ = 37,0; 
• 185 a 239 m (MSL) - Q = 4,0; RMR = 52,6; GSI = 49,9; φ = 38,0; 
• 239 a 307 m (MSM) - Q = 27,7; RMR = 71,4; GSI = 56,4; φ = 49,0; 
• 307 a 480 m (MSC) - Q = 46,9; RMR = 77,8; GSI = 59,9; φ = 59,0; 
• 480 a 600 m (MCM) - Q = 27,3; RMR = 72,0; GSI = 56,7; φ = 44,0; 
• 600 a 2481 m (MCB) - Q = 7,0; RMR = 61,4; GSI = 52,4; φ = 34,0; 
• 2481 a 2572 m (MCL) - Q = 8,6; RMR = 61,8; GSI = 64,6; φ = 35,0; 
• 2572 a 2647 m (MCB) - Q = 7,1; RMR = 60,4; GSI = 53,7; φ = 35,0; 
• 2647 a 2670 m (MCM) - Q = 6,9; RMR = 58,9; GSI = 51,9; φ = 28,0; 
 
Os maiores valores encontrados foram nas variedades maciças do metassiltito e do 
metacalcário, como também para a variedade carbonática do metassiltito. Esses índices 
mais elevados do maciço rochoso já haviam sido encontrados nos ensaios de medição de 
resistência da rocha intacta, que também demonstraram valores mais baixos para a 
variedade laminada do metassiltito. 
 
Tabela 5.21 - Categorias de suporte para o túnel de fuga (De = 6,60 / 1,60) 
 
CAT. SUPORTE Q TIPO DE SUPORTE 
I > 4,50 CHUMBADORES ESPORÁDICOS 
IA 4,50 a 3,7 CHUMBADORES ENVENTUAIS + 4cm DE CPP 
II 3,7 a 0,95 CHUMBADORES SISTEMÁT. E=2,00 + 5cm DE CPP 
III 0,95 a 0,08 TIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,60 + 7cm DE CPRF 
IV 0,08 a 0,001
TIRANTES SISTEMÁTICOS E=1,20 + 15cm DE CPRF 
E CAMBOTAS METÁLICAS A CADA 1,00 
 146
Tabela 5.22 - Parâmetros geomecânicos do túnel de fuga 
 
Prog RQD Jn Jr Ja Jw SRF Q Q´ RMR GSI φ Maciço 
2670-2660 75 6 2,0 3,0 1,0 1,3 6,6 8,3 61,0 52,3 34 I 
2660-2652 70 6 2,0 3,0 1,0 1,3 6,2 7,8 60,4 52,0 34 I 
2652-2647 60 9 1,0 3,0 1,0 1,3 1,8 2,2 49,1 47,1 18 II 
2647-2644 35 9 1,0 3,0 1,0 2,5 0,5 1,3 37,9 45,0 18 III 
2644-2639 35 9 1,0 3,0 1,0 2,0 0,6 1,3 40,0 45,0 18 III 
2639-2632 50 9 1,5 2,0 1,0 1,3 3,5 4,2 55,2 49,6 37 II 
2632-2629 65 3 2,0 3,0 1,0 1,3 11,5 14,4 66,0 54,4 34 I 
2629-2618 65 3 1,5 2,0 1,0 1,3 10,8 16,3 65,4 54,9 37 I 
2618-2609 60 3 1,5 2,0 1,0 1,3 12,0 15,0 66,4 54,6 37 I 
2572-2562 65 9 1,5 1,0 1,0 2,5 4,3 10,8 57,2 53,3 56 IA 
2562-2552 65 9 2,0 3,0 1,0 1,3 3,9 4,8 56,2 50,1 34 IA 
2552-2539 65 9 1,5 1,0 1,0 1,3 8,7 10,8 63,4 53,3 56 I 
2539-2524 75 9 2,0 2,0 1,0 1,3 6,7 8,3 61,1 52,3 45 I 
2524-2518 55 9 2,0 2,0 1,0 1,3 4,9 6,1 58,3 51,1 45 I 
2518-2501 50 9 1,0 1,0 1,0 1,3 4,9 5,6 58,3 50,7 45 IA 
2501-2496 50 9 2,0 2,0 1,0 1,3 4,4 5,6 57,4 50,7 45 IA 
2496-2490 50 9 2,0 4,0 0,7 1,3 1,5 2,8 47,5 48,0 27 II 
2490-2486 50 9 1,0 4,0 0,7 2,5 0,4 1,4 34,8 45,3 14 III 
2486-2481 35 9 1,0 4,0 0,7 2,5 0,3 1,0 31,5 43,9 14 III 
2481-2476 35 9 1,0 3,0 1,0 1,3 1,0 1,3 44,3 45,0 18 II 
2476-2472 50 9 2,0 3,0 1,0 1,3 3,0 3,7 53,8 49,1 34 II 
2472-600 97,5 3,0 2,5 1,5 0,9 1,0 46,9 68,4 77,8 59,9 59 I 
600-239 90,3 3,9 2,1 2,1 1,0 1,1 29,4 38,7 71,5 56,8 46,8 I 
239-224 60 4 2,0 3,0 1,0 2,5 4,0 10,0 56,5 53,0 34 IA 
224-211 85 3 1,5 3,0 1,0 1,3 11,3 14,2 65,8 54,4 27 I 
211-194 85 3 2,0 3,0 1,0 1,3 15,0 18,9 68,4 55,5 34 I 
194-185 60 3 3,0 3,0 1,0 1,3 4,0 20,0 56,5 55,7 45 IA 
185-179 60 3 2,0 3,0 1,0 1,8 4,0 13,3 56,5 54,1 34 IA 
179-159 60 4 2,0 3,0 1,0 2,5 4,0 10,0 56,5 53,0 34 IA 
159-145 60 4 2,0 3,0 1,0 1,9 5,3 10,0 59,0 53,0 34 I 
145-134 50 3 2,0 3,0 1,0 1,9 5,9 11,1 60,0 53,4 34 I 
134-124 50 3 2,0 2,0 1,0 1,3 13,3 16,7 67,3 55,0 45 I 
124-119 60 3 2,0 3,0 1,0 1,0 13,3 13,3 67,3 54,1 34 I 
119-109 60 4 2,0 3,0 1,0 2,5 4,0 10,0 56,5 53,0 34 IA 
109-84 75 9 2,0 3,0 1,0 1,3 4,5 5,6 57,5 50,7 34 IA 
84-80 80 6 1,5 3,0 1,0 2,0 3,3 6,7 54,8 51,4 27 IA 
80-74 85 6 1,5 3,0 1,0 1,3 5,7 7,1 59,6 51,7 27 I 
74-65 80 3 1,0 3,0 1,0 1,3 7,0 8,9 61,5 52,5 18 I 
65-60 80 6 2,0 3,0 1,0 1,3 3,9 8,9 56,3 52,5 34 IA 
60-12 85,0 4,2 1,6 2,8 1,0 1,3 10,1 13,4 63,1 53,6 29,9 I 
12-0 85 36 1,5 4,0 1,0 1,0 0,9 0,9 43,1 43,5 21 III 
 147
5.8.8 Casa de força 
 
Para a casa de força subterrânea do AHE Queimado foram encontrados valores do índice Q 
variando de 0,6 (Q inferior) a 50,0 (Q superior), conforme Tabela 5.23. Os valores de RMR 
obtidos a partir dos índices de Q, foram de 40,5 e 79,2 o que mostra a existência de um 
maciço rochoso de qualidade ruim/regular (41<RMR<60) a boa (61<RMR<80). A 
predominância é de maciços das classes I/IA, com exceção do trecho entre as progressivas 
20,00 e 54,50 m na região da abobada (acima da elevação 648,50 m) onde aparece maciço 
de classe II, com parâmetros geomecânicos mais baixos, principalmente entre as 
progressivas 35,00 e 54,50 m, devido a influência da faixa de cisalhamento que passa a 
4,00 m sobre a abóbada, interceptada pelos furos de ancoragem ativa. Na galeria de sucção 
adjacente a casa de força também ocorrem parâmetros mais baixos que levaram a 
classificação do maciço rochosocomo de classe III. 
 
Os valores médios encontrados foram: 
 
• Q = 19,8; RMR = 67,0 (maciço de qualidade boa); GSI = 54,4; φ = 45,0; 
 
 
Tabela 5.23 - Parâmetros geomecânicos principais da casa de força 
 
 Elevação (m) Prog (m) Q Q´ RMR GSI φ CM 
0,0 - 10,0 10,6 10,6 65,2 53,2 34 IA 
10,0 - 20,0 8,3 8,3 63,1 52,3 45 IA 
20,0 - 35,0 5,3 5,3 59,0 50,5 34 II 
Abóbada Acima da El. 648,50m
35,0 - 54,50 0,6 1,3 40,0 45,0 9 II 
642,20 - 648,50 30 30,0 74,6 57,3 45 I 
635,00 - 642,20 18 22,5 70,0 56,2 45 IA Parede Jusante 
624,00 - 635,00 
 0,0 e 54,50 
7,5 7,5 62,1 51,9 45 IA 
642,20 - 648,50 30,0 30,0 74,6 57,3 45 I 
635,00 - 642,20 18,0 22,5 70,0 56,2 45 IA Parede Montante 
618,00 - 635,00 
 0,0 e 54,50 
7,5 7,5 62,1 51,9 45 IA 
650,20 - 654,10 7,5 7,4 62,1 51,8 34 IA 
640,20 - 650,20 12,6 15,8 66,8 54,8 45 IA 
635,00 - 640,20 36,0 45,0 76,3 58,9 63 I 
Parede Sul 
618,00 - 635,00 
_ 
45,0 45,0 78,3 58,9 63 I 
647,20 - 654,10 4 5,0 56,5 50,3 34 I 
640,20 - 647,20 36 45,0 76,3 58,9 63 I 
636,20 - 640,20 45 45,0 78,3 58,9 63 I 
Parede Norte 
625,60 - 636,20 
_ 
50 50,0 79,2 59,3 63 I 
Galeria de Sucção _ 0,00 - 29,63 5 5,0 58,5 50,3 34 III 
Média 19,8 21,5 67,0 54,4 44,9 
 
 
 148
 
 
 
Caracterização Geral do Maciço no Túnel de Adução 
I
46%
IA
30%
II
7%
III
17%
IV
0% I
IA
II
III
IV
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.50 - Classes de maciço no túnel de adução 
 
 
 
 
 
Caracterização Geral do Maciço no Túnel de Fuga
I
91%
IA
7%
IV
0%
III
1%
II
1%
I
IA
II
III
IV
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Figura 5.51 - Classes de maciço no túnel de fuga 
 
 149
5.9 PARÂMETROS DE RESISTÊNCIA E DEFORMABILIDADE DO MACIÇO 
ROCHOSO 
 
Para a determinação dos parâmetros de resistência e deformabilidade dos maciços rochosos 
das estruturas subterrâneas do AHE Queimado foi utilizado o programa computacional 
RocLab, desenvolvido pela Universidade de Toronto no Canadá e disponibilizado no site 
da Rocscience. 
 
O RocLab é um programa que se baseia nos critérios de ruptura de Hoek e Brown e permite 
obter estimativas sobre as propriedades de resistência e deformabilidade do maciço 
rochoso, quando esse está exposto a um novo estado de tensões. Com ele é possível 
visualizar quais efeitos se teria em determinada construção pela simples e direta análise da 
envoltória de ruptura. 
 
Com as análises desenvolvidas foi possível determinar os parâmetros de resistência do 
maciço rochoso (mb, s e a ), calculados pelo critério de Hoek e Brown, com base nos dados 
de entrada de tensão compressiva da rocha intacta (σci), parâmetro da rocha intacta (mi), 
Geological Stress Index (GSI) e o fator de distúrbio (D). 
 
Os parâmetros mi e D foram estimados a partir de tabelas internas do programa e se 
baseiam em características do tipo de litologia analisada e circunstâncias geológicas do sítio 
do AHE Queimado. 
 
O cálculo dos valores equivalentes para os parâmetros de tensão no maciço pelo critério de 
Mohr – Coulomb forneceu os valores do ângulo de atrito interno (φ) e o valor da coesão (c) 
do maciço rochoso. Além desses parâmetros foram obtidos também nas análises a tensão 
tangencial (σt), tensão uniaxial compressiva (σc), módulo de deformação (Em) e a tensão 
compressiva máxima (σcm). 
 
Com o uso dos parâmetros de entrada (σci, GSI, mi e D) o programa traçou as envoltórias 
de rupturas a partir dos valores de mb , s e a, calculados pelo critério de ruptura de Hoek e 
Brown. 
 
Foram utilizados os valores médios do GSI já mencionados no item a respeito dos 
parâmetros geomecânicos (item 5.8), além dos dados fornecidos pelos ensaios 
geomecânicos de rocha intacta (item 5.7). Na determinação dos parâmetros da envoltória de 
Hoek – Brown foi utilizada a formulação apresentada no item 3.4.1 (Equações 3.14 a 3.18). 
Na obtenção dos parâmetros de resistência da envoltória de Mohr – Coulomb foi utilizada a 
formulação apresentada no item 3.4.2 (Equações 3.26 a 3.31). 
 
A seguir serão mostrados os parâmetros de resistência e deformabilidade do maciço 
rochoso na forma de gráficos e tabelas, obtidos com o uso do programa RocLab, utilizando-
se dos dados fornecidos pelos mapeamentos geológico-geotécnicos das principais estruturas 
subterrâneas do AHE Queimado. 
 
 
 150
5.9.1 Túnel de desvio 
 
Para o túnel de desvio foram feitas análises separando-se os dados de três trechos 
compreendidos pelos intervalos de 0,00 a 100,00 m (trecho 1); 100,00 a 180,00 m (trecho 
2); 180,00 a 233,20 m (trecho 3). Esses intervalos foram escolhidos em função da 
similaridade dos parâmetros levantados nos mapeamentos geológico-geotécnicos que 
mostraram a existência de maciços rochosos distintos. 
 
Em todas as figuras são apresentadas as envoltórias de ruptura em gráficos (na cor azul – 
Hoek-Brown e vermelha – Mohr-Coulomb): tensão principal maior (σ1) x tensão principal 
menor (σ3) e tensão cisalhante (τ) x tensão normal (σn), além de tabelas dos parâmetros dos 
maciços rochosos das principais estruturas subterrâneas de Queimado. 
 
 
Figura 5.52 - Envoltórias de ruptura do túnel de desvio (trecho 1) 
 
 
 
 
 
 
 
 151
Figura 5.53 - Envoltórias de ruptura do túnel de desvio (trecho 2) 
Tabela 5.24 - Parâmetros do maciço rochoso do túnel de desvio 
 
P a r â m e t r o s P r o g r . 0 a 1 0 0 m P r o g r . 1 0 0 1 8 0 m P r o g r . 1 8 0 a 2 3 3
σ c i ( M p a) 60 ,00 75 ,00 60 ,00 
G S I 47 ,00 52 ,00 46 ,00 
m i 10 ,00 10 ,00 10 ,00 
D 0 ,00 0 ,00 0 ,00 
m b 1 ,51 1 ,80 1 ,45 
s 0 ,00 0 ,00 0 ,00 
a 0 ,51 0 ,50 0 ,51 
σ 3 m a x ( M p a ) 15 ,00 18 ,75 15 ,00 
c ( M p a ) 2 ,85 3 ,86 2 ,80 
φ 2 9 , 6 3 º 3 1 , 1 0 º 2 9 , 3 4 º 
σ t ( M p a ) - 0 , 1 1 - 0 , 2 0 - 0 , 1 0 
σ c (Mpa) 3 ,03 5 ,07 2 ,85 
σ c m ( M p a ) 9 ,79 13 ,66 9 ,58 
E m ( M p a ) 6517 ,42 9716 ,96 6152 ,84 
 
 152
 
Figura 5.54 - Envoltórias de ruptura do túnel de desvio (trecho 3) 
 
 
 
5.9.2 Túnel de acesso a casa de força (túnel 1) 
 
Para o túnel 1 foram analisados dois trechos compreendidos pelas progressivas 0,00 a 
150,00 m (trecho 1) e 150,00 a 707,00 m (trecho 2), utilizando-se como critério a 
similaridade dos parâmetros levantados nos mapeamentos geológico-geotécnicos o que 
mostrou a existência de maciços rochosos distintos. 
 
A partir da análise dos parâmetros fornecidos pelo programa RocLab percebe-se a 
influência da resistência a compressão simples da rocha intacta nos resultados encontrados 
principalmente para o módulo de deformação do maciço rochoso. Como o valor do GSI foi 
praticamente o mesmo para os dois trechos, o parâmetro da rocha intacta exerceu influência 
na redução dos parâmetros de resistência e deformação dos dois maciços escolhidos nos 
trechos escavados do túnel 2. 
 
A seguir serão mostrados os gráficos das envoltórias de ruptura e a tabela resumo dos 
parâmetros encontrados para o túnel de acesso a casa de força. 
 
 153
Figura 5.55 - Envoltórias de ruptura do túnel de acesso a casa de força (trecho 1) 
Tabela 5.25 - Parâmetros do maciço rochoso do túnel de acesso a casa de força 
 
P a r â m e t r o s P r o g r . 0 a 1 5 0 m P r o g r . 1 5 0 a 7 0 7 m 
σ c i ( M p a) 70 ,00 105 ,00 
G S I 50 ,00 51 ,00 
m i 10 ,00 10 ,00 
D 0 ,00 0 ,00 
m b 1 ,68 1 ,74 
s 0 ,01 0 ,00 
a 0 ,51 0 ,51 
σ 3 m a x ( M p a ) 17 ,50 26 ,25 
c ( M p a ) 3 ,49 5 ,31 
φ 3 0 , 5 1 º 3 0 , 8 1 º 
σ t ( M p a ) - 0 , 1 6 - 0 , 2 6 
σ c (Mpa) 4 ,21 6 ,70 
σ c m ( M p a ) 12 ,20 18 ,71 
E m ( M p a ) 8366 ,60 10592 ,50 
 
 154
Figura 5.56 - Envoltórias de ruptura do túnel de acesso a casa de força (trecho2) 
Tabela 5.26 - Parâmetros do maciço rochoso do túnel 2 
 
Progressiva (m) / Parâmetros 0 a 170 170 a 257 257 a 342
σci (MPa) 110,0 110,0 110,0 
GSI 52,0 50,0 49,0 
mi 10,0 10,0 10,0 
Classificação Hoek Brown 
D 0,0 0,0 0,0 
mb 1,8 1,7 1,6 
s 0,0 0,0 0,0 Critério Hoek Brown 
a 0,5 0,5 0,5 
Envoltória de Ruptura σ3max (MPa) 27,5 27,5 27,5 
c (MPa) 5,7 5,5 5,4 Regressão Linear Mohr-
Coulomb φ 31º 30º 30º 
σt (MPa) -0,3 -0,3 -0,2 
σc (MPa) 7,4 6,6 6,2 
σcm (MPa) 20,0 19,2 18,8 
Parâmetros do Maciço 
Rochoso 
Em (MPa) 11220,2 10000,0 9440,6 
 155
5.9.3 Túnel de acesso ao túnel de fuga por montante (túnel 2) 
 
Como mostrado na tabela anterior o maciço rochoso do túnel de acesso ao túnel de fuga por 
montante teve seus dados analisados nos trechos entre as progressivas 0,00 a 170,00 m, 
170,00 a 257,00 m e 257,00 a 342,00 m. 
 
No túnel de acesso ao túnel de fuga por montante o parâmetro de resistência a compressão 
simples para a rocha intacta é o mesmo para os três trechos analisados, porém, os valores 
do parâmetro GSI apresentam uma pequena alteração entre os trechos, o que reflete nos 
resultados encontrados para os maciços rochosos. Isto mostra a influência do parâmetro 
GSI nos resultados de resistência e deformabilidade fornecidos pelo programa RocLab. 
 
 
 
Figura 5.57 - Envoltórias de ruptura do túnel de acesso ao túnel de fuga por montante 
(túnel 2) 
 
 
 
 
 
 
 156
5.9.4 Túnel de acesso ao túnel de adução (túnel 3) 
 
O túnel de acesso ao túnel de adução teve os dados analisados de 0,00 a 180,84 m. 
 
Tabela 5.27 - Parâmetros do maciço rochoso do túnel 3 
 
Progressiva (m) / Parâmetros 0,00 a 180,84 
σci (MPa) 110,0 
GSI 50,0 
mi 10,0 
Classificação Hoek Brown 
D 0,0 
mb 1,7 
s 0,0 Critério Hoek Brown 
a 0,5 
Envoltória de Ruptura σ3max (MPa) 27,5 
c (MPa) 5,5 Regressão Linear Mohr-Coulomb φ 31º 
σt (MPa) -0,5 
σc (MPa) 6,6 
σcm (MPa) 19,2 Parâmetros do Maciço Rochoso 
Em (MPa) 10000,0 
 
Tabela 5.28 - Parâmetros do maciço rochoso do túnel 4 
 
Progressiva / Parâmetros 0,00 a 88,00m 88,00 a 309,78m
σci (MPa) 25,0 105,0 
GSI 40,0 50,0 
mi 10,0 10,0 
Classificação Hoek Brown 
D 0,0 0,0 
mb 1,2 1,7 
s 0,0 0,0 Critério Hoek Brown 
a 0,5 0,5 
Envoltória de Ruptura σ3max (MPa) 6,3 26,3 
c (MPa) 1,1 5,2 Regressão Linear Mohr-Coulomb φ 28º 30º 
σt (MPa) 0,0 -0,2 
σc (MPa) 0,8 6,3 
σcm (MPa) 3,5 18,3 Parâmetros do Maciço Rochoso 
Em (MPa) 2811,7 10000,0 
 157
5.9.5 Túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante (túnel 4) 
 
O túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante teve seus dados analisados nos trechos entre 
as progressivas 0,00 a 88,00m (trecho 1) e 88,00 a 309,78m (trecho 2) devido a 
similaridade dos parâmetros dos maciços rochosos encontrados nos mapeamentos 
geológico-geotécnicos (Tabela 5.17). 
 
 
 
Figura 5.58 - Envoltórias de ruptura do túnel 4 (trecho 1) 
 
 
 
As grandes diferenças de comportamento encontradas entre os trechos 1 e 2 são devido as 
condições de baixa qualidade geomecânica do trecho inicial do túnel 2, escavado em grande 
parte em maciço rochoso classe IV, com presença de saprolito de metacalcário laminado, as 
vezes, formando meia seção do túnel e no restante do túnel 4 foi encontrado maciço de 
melhor qualidade geomecânica. 
 
 
 
 
 158
Figura 5.59 - Envoltória de ruptura do túnel 4 (trecho 2) 
 
 
 
 
5.9.6 Túnel de adução 
 
Para o túnel de adução o maciço rochoso teve suas características quanto a resistência e 
deformabilidade analisadas em um único trecho compreendido pelo intervalo de 
progressivas 0,00 a 700,00 m, conforme pode ser observado pela Tabela 5.29 e Figura 5.60. 
 
Pode-se notar que foram encontrados valores altos para os parâmetros de resistência e 
deformabilidade do maciço rochoso, quando comparado com outras estruturas da obra. 
 
5.9.7 Casa de Força 
 
A casa de força teve seu maciço analisado em um trecho único correspondente a toda a 
caverna subterrânea e pode-se observar na tabela 5.30 que existe uma grande semelhança 
com os valores encontrados no túnel de adução, por se tratar de maciços com o mesmo 
comportamento geomecânico já percebidos no item 5.8. 
 
 
 159
Tabela 5.29 - Parâmetros do maciço rochoso do túnel de adução 
 
Progressiva / Parâmetros 0,00 a 700,00m 
Classificação Hoek Brown σci (MPa) 110,0 
 GSI 55,0 
 mi 10,0 
 D 0,0 
Critério Hoek Brown mb 2,0 
 s 0,0 
 a 0,5 
Envoltória de Ruptura σ3max 
(MPa) 
27,5 
Regressão Linear Mohr-Coulomb c (MPa) 5,9 
 φ 32º 
Parâmetros do Maciço Rochoso σt (MPa) -0,4 
 σc (MPa) 8,8 
 σcm 
(MPa) 
21,4 
 Em 
(MPa) 
13335,2 
 
Tabela 5.30 - Parâmetros do maciço rochoso da casa de força 
 
Parâmetros Resultados 
σci (MPa) 110 
GSI 54 
mi 10 
Classificação Hoek Brown 
D 0 
mb 1,9 
s 0 Critério Hoek Brown 
a 0,5 
Envoltória de Ruptura σ3max (MPa) 27,5 
c (MPa) 5,8 Regressão Linear Mohr-Coulomb φ 32º 
σt (MPa) -0,3 
σc (MPa) 8,4 
σcm (MPa) 21 
Parâmetros do Maciço Rochoso 
Em (MPa) 12589,2 
 160
Figura 5.60 - Envoltória de ruptura do maciço rochoso do túnel de adução 
 
 
As envoltórias de ruptura da casa de força não foram apresentadas devido a grande 
semelhança com as do túnel de adução. 
 
5.9.8 Túnel de fuga 
 
O túnel de fuga teve seus dados analisados para cada litologia mapeada, ou seja: 
• 0,00 a 110,00m - metassiltito laminado; 
• 110,00 a 185,00m - metacalcário laminado; 
• 185,00 a 240,00 m – metassiltito laminado; 
• 240,00 a 300,00 m – metacalcário laminado; 
• 300,00 a 450,00 m – metassiltito maciço; 
• 450,00 a 600,00 m – metacalcário maciço; 
• 600,00 a 2483,00 m – metacalcário brechado; 
• 2483,00 a 2572,00 m – metacalcário laminado; 
• 2572,00 a 2648,00 m – metacalcário maciço; 
• 2648,00 a 2730,00 m – metacalcário brechado. 
 
Os valores mais elevados foram encontrados para as litologias maciças (figuras a seguir). 
 161
Azul – Hoek-Brown 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Vermelho – Mohr-Coulomb 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.61 - P r og r e s s i va 0 , 0 0 m a 1 1 0 , 0 0 m ( me t a s s i l t i t o l a mi n a d o ) 
Azul – Hoek-Brown 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Vermelho – Mohr-Coulomb 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.62 - Progressiva 110,00m a 185,00m (metacalcário laminado) 
 162
Azul – Hoek-Brown 
 
 
 
 
 
 
 
 
Vermelho – M
 
 
 ohr-Coulomb 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.63 - P r og r e s s i va 1 8 5 , 0 0 m a 2 4 0 , 0 0 m ( me t a s s i l t i t o l a mi n a d o ) 
 
Azul – Hoek-Brown 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Vermelho – Mohr-Coulomb 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.64 - P r og r e s s i va 2 4 0 , 00 m a 3 0 0 , 0 0 m ( me t a c a l c á r i o l a mi n a d o ) 
 163
 
Azul – Hoek-Brown 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Vermelho – Mohr-Coulomb 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.65 - P r og r e s s i va 3 0 0 , 0 0 m a 4 5 0 , 0 0 m ( me t a s s i l t i t o ma c i ç o ) 
Azul – Hoek-Brown 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Vermelho – Mohr-Coulomb 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.66 - P r og r e s s i va 4 5 0 , 00 m a 6 0 0 , 0 0 m ( me t a c a l c á r i o ma c i ç o ) 
 164
Azul – Hoek-Brown 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Vermelho – Mohr-Coulomb 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.67- P r o g r e s s iv a 6 0 0 , 0 0 m a 2 4 8 3 , 0 0 m ( me t a c a l c á r i o b r e c h a d o) 
Azul – Hoek-Brown 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Vermelho – Mohr-Coulomb 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.68 - P r o gr e s s i va 2 4 8 3 , 0 0 m a 2 5 7 2 , 0 0 m ( me t a c a l c á r i o 
l a mi n a d o ) 
 165
 166
Figura 5.70 - P r og r e s s i va 2 6 4 8 , 0 0 m a 2 7 3 0 , 0 0 m ( met a c a l c á r i o 
b r e c h a d o)
Azul – Hoek-Brown 
ohr-Coulomb Vermelho – M
Azul – Hoek-Brown 
ohr-Coulomb Vermelho – M
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.69 - P r og r e s s i va 2 5 7 2 ,0 0 m a 2 6 4 8 , 0 0 m ( me t a c a l c á r i o ma c i ç o ) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Tabela 5.31 - Parâmetros do Maciço Rochoso do Túnel de Fuga 
Progressiva / Parâmetros 0,00 a 110,00m
110,00 a 
185,00m
185,00 a 
240,00m
240,00 a 
300,00m
300,00 a 
450,00m
450,00 a 
600,00m
600,00 a 
2483,00m
2483,00 a 
2572,00m
2572,00 a 
2648,00m
2648,00 a 
2730,00m 
σci (Mpa) 50,0 60,0 50,0 60,0 105,0 95,0 70,0 60,0 95,0 70,0 
GSI (Mpa) 52,0 54,0 55,0 52,0 58,0 60,0 56,0 50,0 50,0 50,0 
mi (Mpa) 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 10,0 
Classificação 
Hoek Brown
D (Mpa) 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 0,0 
mb 1,8 1,9 2,1 1,8 2,2 2,4 2,1 1,6 1,7 1,7 
s 0,005 0,006 0,007 0,005 0,01 0,02 0,008 0,004 0,004 0,004 Critério Hoek Brown 
a 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 0,5 
Envoltória de 
Ruptura σ3max (Mpa) 12,5 15,0 12,5 15,0 26,3 23,8 17,5 15,0 23,8 17,5 
c (Mpa) 2,6 3,2 2,7 3,1 6,0 5,6 3,9 3,0 4,7 3,5 Regressão 
Linear Mohr-
Coulomb φ 31º 32º 32º 31º 33º 33º 32º 31º 31º 31º 
σt (Mpa) -0,1 -0,2 -0,2 -0,2 -0,4 -0,5 -0,3 -0,2 -0,3 -0,2 
σc (Mpa) 3,4 4,6 4,0 4,0 10,0 10,1 6,0 3,6 5,7 4,2 
σcm (Mpa) 9,1 11,4 9,7 11,9 21,9 20,7 13,9 10,5 16,6 12,2 
Parâmetros 
do Maciço 
Rochoso 
Em (Mpa) 7933,8 9751,6 9429,4 8691,1 15848,9 17332,5 11818,1 7745,9 9746,7 8366,6 
Litologia 
M
e
t
a
s
s
i
l
t
i
t
o
 
L
a
m
i
n
a
d
o
 
M
e
t
a
c
a
l
c
á
r
i
o
 
L
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m
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n
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o
 
M
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t
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s
s
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l
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L
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M
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l
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L
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m
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M
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s
s
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l
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o
 
M
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c
i
ç
o
 
M
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t
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c
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l
c
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o
 
M
a
c
i
ç
o
 
M
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t
a
c
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l
c
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r
i
o
 
B
r
e
c
h
a
d
o
 
M
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t
a
c
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l
c
á
r
i
o
 
L
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m
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n
a
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M
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t
a
c
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l
c
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o
 
M
a
c
i
ç
o
 
M
e
t
a
c
a
l
c
á
r
i
o
 
B
r
e
c
h
a
d
o
 
 
167
5.10 PARÂMETROS DE RESISTÊNCIA DAS DESCONTINUIDADES 
 
Como já descrito no item 3.2 desta tese, a resistência ao cisalhamento de 
descontinuidades de um maciço rochoso depende basicamente do ângulo de atrito (φ), 
mesmo para os casos de descontinuidades com preenchimento. O ângulo de atrito de 
descontinuidades pode ser obtido da Equação 3.12, através da relação entre o índice de 
rugosidade das juntas (Jr) e o índice de alteração e preenchimento das juntas (J a), 
utilizados também para a definição do índice Q. 
 
Os ângulos de atrito foram calculados para todas as estruturas subterrâneas do AHE 
Queimado e estão apresentados nas tabelas 5.10 a 5.23 do item 5.8, e nas páginas 
seguintes serão mostrados histogramas de variação dos valores do ângulo de atrito ao 
longo de todos os túneis. 
 
Observa-se que os valores mais baixos para o ângulo de atrito ocorrem naqueles 
maciços de pior qualidade, principalmente nos trechos mais afetados pelas zonas de 
cisalhamento, ou senão, nos trechos iniciais das escavações (emboques) onde o maciço 
se encontra mais relaxado e consequentemente com maior grau de fraturamento, além 
de frequentes juntas com preenchimento. Todas essas características geológico-
geotécnicas foram descritas em detalhe nos itens 5.5 e 5.6. 
 
Os valores médios obtidos para as estruturas subterrâneas foram: 
 
• Túnel de desvio: 0,00 a 101,00 m - φ = 16,0; 101,00 a 180,00 m - φ = 28,0; 
180,00 a 233,20 m - φ = 16,0. 
 
 
• Túnel de acesso a casa de força (túnel 1): 0,00 a 27,00 m - φ = 14,3; 
 27,00 a 707,00 - φ = 33,2. 
 
 
• Túnel de acesso ao túnel de fuga por montante (túnel 2): 0,00 a 170,00 m - 
φ = 41,0; 170,00 a 257,00 m - φ = 29,0; 257,00 a 342,06 m - φ = 32,0. 
 
 
• Túnel de acesso ao túnel de adução (túnel 3): 0,00 a 180,84 m - φ = 30,0. 
 
 
• Túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante (túnel 4): 0,00 a 88,00 m - φ = 
8,0; 88,00 a 217,00 m - φ = 15,0; 217,00 a 309,78 m - φ = 38,0. 
 
 
• Túnel de adução: 0,00 a 767,00 m - φ = 38,0. 
 
 
• Casa de força: 0,00 a 54,50 m - φ = 44,9. 
 
 168
 
 
0
10
20
30
40
50
60
0-6
15
-20
32
-42
67
-74
91
-97
11
6-1
21
14
1-1
53
18
0-1
87
20
6-2
09
22
9-2
33
,2
Intervalo de
 
 
 
 
rit
o 
 
e 
A
t 
ul
o 
d 
Â
ng
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 progressivas (m)
 
Figura 5.71 - Variação do ângulo de atrito ao longo do túnel de desvio 
 
 
 
 
0
10
20
30
40
50
60
70
76
7-7
56
72
5-7
19
69
4-6
79
63
8-6
24
59
5-5
90
54
7-5
37
47
6-4
45
42
2-4
13
35
0-3
25
28
5-2
65
22
3-2
15
18
0-1
65
71
-56
 Intervalos de Progressivas
 
 
 
 
 
 169
 
ng
ul 
o 
de
 
 
A
tr
ito 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.72 - Variação do ângulo de atrito ao longo do túnel de adução 
 
No túnel de fuga foram calculados valores médios para o ângulo de atrito, para cada 
litologia mapeada, conforme descrito abaixo: 
 
• 0,00 a 109,00 m – metassiltito laminado - φ = 29,0; 
• 109,00 a 185,00 m – metacalcário laminado - φ = 37,0; 
• 185,00 a 239,00 m – metassiltito laminado - φ = 38,0; 
• 239,00 a 307,00 m – metassiltito maciço - φ = 49,0; 
• 307,00 a 480,00 m – metassiltito carbonático - φ = 59,0; 
• 480,00 a 600,00 m – metacalcário maciço - φ = 44,0; 
• 600,00 a 2481,00 m – metacalcário brechado - φ = 34,0; 
• 2481,00 a 2572,00 m – metacalcário laminado - φ = 35,0; 
• 2572,00 a 2647,00 m – metacalcário brechado - φ = 35,0; 
• 2647,00 a 2570,00 m – metacalcário maciço - φ = 28,0. 
 
Em todos os histogramas apresentados, foram traçadas também linhas de tendência, 
calculadas através do programa Microsoft Excel em regressões do tipo média móvel em 
dois períodos. O programa traça as curvas através de média ponderada considerando os 
valores dos ângulos de atrito fornecidos nas Tabelas 5.10 a 5.23 do item 5.8. 
 
 
 
 
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
0-8
24
-37
49
-60
80
-89
11
3-1
21
16
0-1
70
20
1-2
17
23
5-2
44
26
1-2
69
28
8-2
95
31
3-3
29
Intervalo
 
 
 
 
 170
 d e progressivas
Â
n 
gu
l
 
o 
de 
 A
t
 
rit
o 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.73 - Variação do ângulo de atrito ao longo do túnel de acesso ao túnel de fuga 
por montante (túnel 2) 
 171
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
0-1
0
38
-40
60
-69
82
-88
10
9-1
17
13
5-1
40
16
9-1
78
21
7-2
25
27
0-2
80
30
2-3
09
,78
Intervalo de progressivas
Â
ng
ul
o 
de
 A
tr
ito
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
0-1
2
22
-30
40
-51
60
-70
73
-85
10
5-1
20
13
0-1
45
16
3-1
73
Intervalo de progressivas
 Â
ng
ul
o 
de
 A
tr
ito
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.74 - Variação do ângulo de atrito ao longo do túnelde acesso ao túnel de 
adução (túnel 3). 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.75 - Variação do ângulo de atrito ao longo do túnel de acesso ao túnel de fuga 
por jusante (túnel 4) 
0
10
20
30
40
50
60
0 - 5
2 0
- 2 3
7 4
- 7 5
1 4
7 - 1
5 3
2 1
8 - 2
2 7
2 9
3 - 2
9 9
3 6
0 - 3
6 6
4 2
5 - 4
3 3
5 0
0 - 5
1 0
5 5
0 - 5
5 8
6 3
9 - 6
4 5
6 9
0 - 6
9 8
Interval
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
172
o d e progressivas
Â
n
g
u
l
o
 
d
e
 
A
t
r
i
t
o
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.76 - Variação do ângulo de atrito ao longo do túnel de acesso a casa de força (túnel 1) 
0
10
20
30
40
50
60
70
80
2 6
7 0
- 2 6
6 0
2 5
5 2
- 2 5
3 9
2 4
3 2
- 2 4
2 4
2 2
7 4
- 2 2
6 6
2 0
1 4
- 1 9
9 4
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
173
1 7
3 4
- 1 7
1 4
 
1 1
3 9
- 1 1
1 9
8 3
9 - 8
1 9
4 2
0 - 3
9 9
1 7
9 - 1
5 9
1 7
- 1 2
Interva de Prograssivas
Â
n
g
u
l
o
d
e
A
t
r
i
t
o
 
 
lo 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.77 - Variação do ângulo de atrito ao longo do túnel de fuga 
5.11 ANÁLISES DE ESTABILIDADE DAS ESCAVAÇÕES SUBTERRÂNEAS 
 
As principais escavações subterrâneas do AHE Queimado foram analisadas quanto a 
estabilidade de cunhas através do programa computacional UNWEDGE, desenvolvido pelo 
grupo de engenharia de rochas (Rock Engineering Group) da Universidade de Toronto 
(Canadá). O programa permite a análise, pelo método do equilíbrio limite, da escavação 
sem suporte e com o suporte utilizado na obra (tirantes e/ou concreto projetado), 
considerando que a resistência do material é mobilizada ao mesmo tempo em toda a 
superfície de ruptura e o material instável se comporta como um corpo rígido. 
 
O programa UNWEDGE permite também que se faça uma análise de estabilidade 
cinemática, avaliando assim a possibilidade ou não da formação de cunhas pela interseção 
de famílias de descontinuidade com a face da escavação. Essa análise foi feita para as 
principais estruturas subterrâneas, sempre considerando as famílias de descontinuidades 
mais representativas (com ocorrência maior que 4,0 % em relação ao total de medidas), 
para as variações de rumo do traçado dos túneis, avaliando teto e paredes quanto a 
instabilidade cinemática das cunhas. 
 
Inicialmente, foram calculados os fatores de segurança das cunhas sem suporte e, 
posteriormente, incorporando os sistemas de suporte mínimos foram calculados os novos 
fatores de segurança. Como parâmetros para a análise são fornecidos o rumo e inclinação 
dos túneis, orientação e espaçamento das famílias de descontinuidades mais representativas, 
densidade da rocha, coesão e ângulo de atrito das descontinuidades e pressão de água 
subterrânea. O programa fornece as cunhas formadas, peso da cunhas e fator de segurança. 
Naquelas situações onde foram observados valores para o fator de segurança menor que 1,0 
foram incorporados dados a respeito dos sistemas de suporte, tais como, comprimento, 
malha e orientação dos tirantes, torque e espessura do concreto projetado. 
 
Nas análises feitas para o AHE Queimado foram assumidos valores de 2,70 ton/m3 de 
densidade para a rocha, espaçamento de 1,00 m para as descontinuidades, coesão de 0,50 
ton/m2 e pressão de água subterrânea igual a 0,00 ton/m2. As unidades dos parâmetros 
informadas anteriormente são as solicitadas pelo programa. 
 
5.11.1 Túnel de Desvio 
 
Para o Túnel de desvio foram analisados os trechos de: 0,00 a 100,00 m (156 medidas) - 
rumo de 275° (trecho 1), 100,00 a 180,00 m (98 medidas)- rumo de 298° (trecho 2) e 
180,00 a 233,20 m (71 medidas)- rumo de 325° (trecho 3). Para os valores do ângulo de 
atrito foram fornecidos aqueles informados no item 5.10 desta tese. 
 
A seguir serão mostradas as Figuras 5.78 a 5.83 fornecidas pelos programas, para os 
trechos analisados e para as principais cunhas encontradas nas análises de estabilidade das 
paredes e tetos das escavações. Serão analisados estereogramas de descontinuidades já 
informados no item 5.5 desta tese (mapeamentos geológico-geotécnicos), agora fornecidos 
por trechos de mesmo rumo das estruturas subterrâneas. 
 
 
 174
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.78 - Projeção estereográfica do trecho 1 do túnel de desvio, com juntas principais 
 
Da figura acima se observa a orientação do trecho 1 e define-se como descontinuidades 
principais os sistemas : F1 – N05W/56SW, F2 – N42W/61NE e F3 – N60E/81SE. 
 
 
Figura 5.79 - Representação das cunhas formadas no trecho 1 do túnel de desvio 
 
 
 175
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.80 - Projeção estereográfica do trecho 2 do túnel de desvio, com juntas principais 
 
Da figura acima, se observa o rumo do trecho 2 e define-se como descontinuidades 
principais os sistemas: F1 – N15W/52SW, F2 – N34W/47NE e F5 – N49W/46SW. 
 
 
Figura 5.81 - Representação das cunhas formadas no trecho 2 do túnel de desvio 
 
 
 176
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.82 - Projeção estereográfica do trecho 3 do túnel de desvio, com juntas principais 
 
Da figura acima se observa o rumo do trecho 3 e as principais descontinuidades definidas 
pelos sistemas: F1 – N21W/45SW, F2 – N28W/57SW e F6 – N34W/16NE. 
 
 
 
Figura 5.83 - Representação das cunhas formadas no trecho 3 do túnel de desvio 
 
 177
Tabela 5.32 - Resumo da análise sobre ruptura de cunhas no túnel de desvio 
 
Combinação de Fra turas 265 o / 5 6 o - 4 8 o / 6 1 o - 150 o / 8 1 o
T r e c h o d e 0 , 0 0 m a 1 0 0 , 0 0 m 
L o c a l i za ç ã o P e s o ( t ) 
PH 2 O 
( t / m 2 ) 
F .S . 
( 1 ) Tra tamento 
F .S . 
( 2 ) 
Abóbada 1 ,5 0 ,0 0 ,0 1 t i r a n t e 1 0 t f ( 3 , 0 m) 6 ,51 
P a r e d e 
e sque rda 0 ,8 0 ,0 0 ,45 
1 t i r a n t e 1 0 t f 
( 3 , 0 m) 8 ,08 
Abóbada 0 ,1 0 ,0 1 ,05 1 t i r a n t e 1 0 t f ( 3 , 0 m) 171 ,44 
Combinação de Fra turas 255 o / 5 2 o - 5 6 o / 4 7 o - 221 o / 4 6 o 
T r e c h o d e 1 0 0 , 0 0 m a 1 8 0 , 0 0 m 
L o c a l i za ç ã o P e s o ( t ) 
PH 2 O 
( t / m 2 ) 
F .S . 
( 1 ) Tra tamento 
F .S . 
( 2 ) 
P a r e d e 
d i r e i t a 44 0 ,0 1 ,02 
1 t i r a n t e 1 0 t f 
( 3 , 0 m) 1 ,52 
Combinação de Fra turas 249 o / 4 6 o - 2 4 2 o / 5 7 o - 5 6 o / 1 6 o 
 T r e c h o d e 1 8 0 , 0 0 m a 2 3 3 , 2 0 m 
L o c a l i za ç ã o P e s o ( t ) 
PH 2 O 
( t / m 2 ) 
F .S . 
( 1 ) Tra tamento 
F .S . 
( 2 ) 
P a r e d e 
d i r e i t a 28 0 ,0 0 ,92 
1 t i r a n t e 1 0 t f 
( 3 , 0 m) 1 ,32 
 
 
5.11.2 Túnel de acesso a casa de força (túnel 1) 
 
Para o túnel de acesso a casa de força foram analisados os trechos 0,00 a 150,00 – rumo de 
313° (trecho 1), 150,00 a 707,00 m – rumo de 257° (trecho 2) de um total de 1153 medidas. 
 
Para o trecho 1 do túnel 1 foram definidas as seguintes famílias principais (Figura 5.84): 
F1 – N74W/21NE (16/21), F2 – N47W/57SW (223/57) e F3 – N54E/65SE (144/65). 
 
Para o trecho 2 do túnel 1 foram definidas as seguintes famílias principais (Figura 5.86): 
F1 – N74W/21NE (16/21), F2 – N47W/57SW (223/57) e F5 – N07E/69SE (97/69). 
 
Para valores de ângulo atrito foram assumidos aqueles informados no item 5.10 desta tese. 
A seguir serão mostradas algumas figuras fornecidas pelo programa, para os trechos 
analisados e para as principais cunhas encontradas nas análises de estabilidade das paredes 
e tetos das escavações. 
 
As famíliasde descontinuidades informadas anteriormente foram fornecidas pelas análises 
estereográficas de atitudes já analisadas no item 5.5 de forma geral e agora estão 
apresentadas por trechos de mesma orientação de alinhamento do túnel. 
 
 178
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.84 - Projeção estereográfica do trecho 1 do túnel 1, com juntas principais 
 
 
 
 
Figura 5.85 - Representação das cunhas formadas no trecho 1 do túnel 1 
 
 179
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.86 - Projeção estereográfica do trecho 2 do túnel 1, com juntas principais 
 
 
 
 
Figura 5.87 - Representação das cunhas formadas no trecho 2 do túnel 1 
 
 
 180
 
Tabela 5.33 - Resumo da análise sobre rupturas de cunhas no túnel 1 
 
Combinação de Fra turas 16 o / 2 1 o - 2 2 3 o / 5 7 o - 1 4 4 o / 6 5 o 
T r e c h o d e 0 , 0 0 m a 1 5 0 , 0 0 m 
L o c a l i za ç ã o P e s o ( t ) 
PH 2 O 
( t / m 2 ) 
F .S . 
( 1 ) T r a t a m ent o F . S . ( 2 ) 
Abóbada 2 ,0 0 ,0 0 ,0 1 t i r a n t e 1 0 t f ( 3 , 0 m) 4 ,17 
P a r e d e 
D i r e i t a 8 , 2 0 , 0 0 , 95 
1 t i r a n t e 1 0 t f 
( 3 , 0 m) 2 ,57 
Abóbada 0 ,7 0 ,0 0 ,62 1 t i r a n t e 1 0 t f ( 3 , 0 m) 16 ,09 
Combinação de Fra turas 16 o / 2 1 o - 2 2 3 o / 5 7 o - 1 4 4 o / 6 5 o 
T r e c h o d e 1 5 0 , 0 0 m a 7 0 7 , 0 m 
L o c a l i za ç ã o P e s o ( t ) 
PH 2 O 
( t / m 2 ) 
F .S . 
( 1 ) T r a t a m ent o F . S . ( 2 ) 
Abóbada 0 ,4 0 ,0 0 ,0 1 t i r a n t e 1 0 t f ( 3 , 0 m) 24 ,85 
 
 
Figura 5.88 - Tratamento da cunha 5 do trecho 1 do túnel 1 com um tirante 
 
 
 181
5.11.3 Túnel de acesso ao túnel de fuga por montante (túnel 2) 
 
Para o túnel 2 foram analisados os trechos de 0,00 a 170,00 m – rumo de 193°, 170,00 a 
257,00 m – rumo de 270° e 257,00 a 342,66 m – rumo de 360°. A seguir serão mostradas as 
Figuras 5.89 a 5.95 correspondentes as projeções estereográficas e cunhas formadas nos 
três trechos separados por diferentes rumos do traçado em curva do túnel 2. 
 
Para o trecho 1, foram encontradas as seguintes famílias de descontinuidades, de um total 
de 299 medidas: F1 – N33W/67SW (237/67), F2 – N83W/15NE (07/15) e F3 – N77E/62SE 
(167/62). 
 
Para o trecho 2, foram encontradas as seguintes famílias de descontinuidades, de um total 
de 184 medidas: F2 – N82W/30NE (08/30), F3 – N70W/53SW (200/53), F4 – 
N55W/79NE (35/79) e F5 – NS/69E (90/69). Foram analisadas duas combinações. 
 
Para o trecho 3, foram encontradas as seguintes famílias de descontinuidades, de um total 
de 155 medidas: F1 – N32W/57SW (238/57), F2 – N86W/34NE (04/34) e F3 – 
N78W/59SW. 
 
Todas as combinações entre atitudes das descontinuidades e rumos/inclinações 
(trend/plunge) dos três trechos foram analisadas quanto a formação de cunhas e estão 
mostradas nas Figuras 5.90 a 5.95. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.89 - Projeção estereográfica do trecho 1 do túnel de acesso ao túnel de fuga por 
montante (túnel 2), com as descontinuidades principais 
 
 
 
 182
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.90 - Representação das cunhas formadas no trecho 1 do túnel 2 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.91 - Projeção estereográfica do trecho 2 (1) do túnel 2, com juntas principais 
 
 
 
 183
 
Figura 5.92 - Representação das cunhas formadas no trecho 2 (1) do túnel 2 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.93 - Projeção estereográfica do trecho 3 do túnel 2, com juntas principais 
 
 
 184
 
Figura 5.94 - Representação das cunhas formadas no trecho 3 do túnel 2 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.95 -Tratamento da cunha 1 do trecho 3 com malha de tirantes 
 185
Tabela 5.34 - Resumo da análise de ruptura de cunhas no túnel 2 
 
Combinação de Fra turas 237 o / 6 7 o - 0 7 o / 1 5 o - 167 o / 6 2 o
T r e c h o d e 0 , 0 0 m a 1 7 0 , 0 0 m 
L o c a l i za ç ã o P e s o ( t ) PH 2 O ( t / m 2 )
F .S . 
( 1 ) Tra tamento F .S . ( 2 )
Abóbada 1 ,9 0 ,0 0 ,81 1 t i r a n t e 1 0 t f ( 2 , 5 m) 4 ,55 
Abóbada 0 ,9 0 ,0 0 ,83 1 t i r a n t e 1 0 t f ( 2 , 5 m) 6 ,28 
Combinação de Fra turas 08 o / 3 0 o - 2 0 0 o / 5 3 o - 3 5 o / 7 9 o - 9 0 o / 6 9 o 
T r e c h o d e 1 7 0 , 0 0 m a 2 5 7 , 0 0 m 
L o c a l i za ç ã o P e s o ( t ) PH 2 O ( t / m 2 )
F .S . 
( 1 ) Tra tamento F .S . ( 2 )
P a r e d e 
e sque rda 37 0 ,0 1 ,14 
1 t i r a n t e 1 0 t f 
( 2 , 5 m) 1 ,75 
Abóbada 0 ,2 0 ,0 0 ,0 1 t i r a n t e 1 0 t f ( 2 , 5 m) 66 ,10 
Combinação de Fra turas 238 o / 5 7 o - 0 4 o / 3 4 o - 192 o / 5 9 o 
T r e c h o d e 2 5 7 , 0 0 m a 3 4 2 , 6 6 m 
L o c a l i za ç ã o P e s o ( t ) PH 2 O ( t / m 2 )
F .S . 
( 1 ) Tra tamento F .S . ( 2 )
A b ó b a d a e 
P a r e d e 
d i r e i t a 
37 0 ,0 0 ,61 
T i r an t e s 
# 2 , 0x2 ,0m 10 t f 
( L = 3 , 0 m) 
1 ,25 
 
 
5.11.4 Túnel de acesso ao túnel de adução (túnel 3) 
 
No túnel de acesso ao túnel de adução a análise de ruptura de cunhas foi feita em um trecho 
único, de 0,00 a 180,84 m (extensão total), com rumo de 270°, inclinação de 5° e 273 
medidas de descontinuidades. As principais famílias definidas foram: F1 – N55W/82NE 
(35/82), F2 – N37W/55SW (233/55) e F3 – N39E/40SE (129/40). 
 
Tabela 5.35 - Resumo da análise de ruptura de cunhas no túnel 3 
 
Combinação de Fra turas 35 o / 8 2 o - 2 3 3 o / 5 5 o - 1 2 9 o / 4 0 o
L o c a l i za ç ã o P e s o ( t ) 
PH 2 O 
( t / m 2 ) F . S . ( 1 ) Tr a t a m en t o F . S . ( 2 ) 
Abóbada 0 ,2 0 0 1 t i r a n t e 1 0 t f ( 3 , 2 m) 59 ,54 
P a r e d e 
D i r e i t a 15 0 0 ,95 
1 t i r a n t e 1 0 t f 
( 3 , 2 m) 1 ,71 
 
 
 186
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.96 - Projeção estereográfica do trecho 2 (2) do túnel 2, com juntas principais 
 
 
 
 
Figura 5.97 - Representação das cunhas formadas no trecho 2 (2) do túnel 2 
 
 187
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.98 - Projeção estereográfica do túnel 3, com definição das descontinuidades 
mais representativas 
 
 
 
Figura 5.99 - Representação das cunhas formadas no túnel 3 
 
 188
5.11.5 Túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante (túnel 4) 
 
Para o túnel de acesso ao túnel de fuga por jusante foram analisados os trechos de 0,00 a 
217,00 m (311 medidas) – rumo de 247 ° (trecho 1) e 217,00 a 309,78 m (112 medidas) – 
rumo de 247 ° (trecho 2), conforme Figuras 5.100 a 5.103 e Tabela 5.36. 
 
Para o trecho 1 foram definidas as famílias: F1 – N84W/40NE (06/40), F2 – 
N78E/76SE(168/76) e F3 – N61W/45SW (209/45). Para o trecho 2 foram definidas as 
famílias: F1 – N84W/44NE (06/44), F2 – N75E/65SW (195/65) e F5 – N25E/46SW 
(245/46). 
 
Tabela 5.36 - Resumo da análise de ruptura de cunhas no túnel 4 
 
Combinação de Fra turas 006 o / 4 0 o - 1 6 8 o / 7 6 o - 2 0 9 o / 4 5 o T r e c h o 
d a p r o g r e s s i v a 0 , 0 0 m a 2 1 7 , 0 0 m 
L o c a l i za ç ã o P e s o ( t ) 
PH 2 O 
( t / m 2 ) F . S . ( 1 ) Tr a t a m en t o F . S . ( 2 )
Abóbada 0 ,8 0 0 ,0 1 t i r a n t e 1 0 t f ( 3 , 0 m) 10 ,08 
Abóbada 4 ,2 0 0 ,66 1 t i r a n t e 1 0 t f ( 3 , 0 m) 3 ,2 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.100 - Projeção estereográfica do trecho 1 do túnel 4, com definição das 
descontinuidades mais representativas 
 
 
 
 189Figura 5.101 - Projeção estereográfica do trecho 2 do túnel 4, com definição das 
descontinuidades mais representativas 
 
 
 
 
Figura 5.102 - Representação da cunhas formadas no trecho 1 do túnel 4 
 
 190
 
Figura 5.103 - Representação das cunhas formadas no trecho 2 do túnel 4 
 
5.11.6 Túnel de acesso a câmara de stoplog (túnel 5) 
 
O túnel de acesso a câmara de stoplog foi analisado em trecho único de 0,00 a 74,00 m 
(extensão total), sendo definido as famílias, com 99 medidas: F1 – N85E/59SE (175/59), 
F2 – N25W/51SW (245/51) e F5 – N50W/58SW (220/58), conforme Figura 5.104. 
 
 
Tabela 5.37 - Resumo da análise de ruptura de cunhas no túnel 5 
 
 
Combinação de Fra turas 175 o / 5 9 o - 2 4 5 o / 5 1 o - 2 0 o / 5 8 o
L o c a l i za ç ã o P e s o ( t ) 
PH 2 O 
( t / m 2 ) 
F .S . 
( 1 ) T r a t a m ent o F . S . ( 2 ) 
Abóbada 26 0 0 ,72 
T i r an t e s #2 ,0x2 ,0m 
1 0 t f ( L = 3 , 0 m) e 
C P R F ( e = 0 , 0 5 m) 
6 ,78 
 
 
 
 
 
 191
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.104 - Projeção estereográfica do túnel 5, com definição das descontinuidades 
mais representativas 
 
 
 
 
Figura 5.105 - Representação das cunhas formadas no túnel 5 
 
 192
 
Figura 5.106 - Tratamento da cunha 1 com malha de tirantes 
 
 
5.11.7 Túnel de adução 
 
O túnel de adução foi analisado em trecho único de 0,00 a 767,00 m (extensão total), 
segundo o rumo de 114°, 7° de inclinação e 816 medidas de atitudes de descontinuidades. 
Foram definidas as seguintes famílias principais: F1 – N32W/66SW (238/66), F2 – 
N50W/50SW (220/50) e F3 – N54W/75NE (36/75), segundo a Figura 5.107. 
 
 
Tabela 5.38 - Resumo das análises de ruptura de cunhas no túnel de adução 
 
Combinação de Fraturas 238o/66o - 220o/50o - 36o/75o
Localização Peso (t) PH2O (t/m2) F.S. (1) Tratamento F.S. (2) 
Abóbada 2,5 0,00 1,34 1 tirante 10tf (3,2m) 4,6 
 
A seguir serão mostradas as figuras do estereograma que definiu as famílias mais 
representativas e das cunhas formadas pela combinação das descontinuidades e a face da 
escavação do túnel. 
 
 
 
 193
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.107 - Projeção estereográfica do túnel de adução, com definição das 
descontinuidades mais representativas 
 
 
 
Figura 5.108 - Representação das cunhas formadas no túnel de adução 
 
 
 194
5.11.8 Casa de força 
 
A casa de força teve seus dados (378 medidas) analisados em trecho único de 0,00 a 54,30 
m, segundo o rumo de 0,0° e inclinação de 0,0°, conforme Tabela 5.39. Foram definidas as 
seguintes famílias de fraturas: F1 – N15W/67SW (255/67), F2 – N41W/52SW (229/52) e 
F3 – N23E/59SE (113/59), conforme Figura 5.110. 
 
 
Tabela 5.39 - Resumo da análise de ruptura de cunhas da casa de força 
 
Combinação de Fra turas 255 o / 6 7 o - 2 2 9 o / 5 2 o - 1 1 3 o / 5 9 o
L o c a l i za ç ã o P e s o ( t ) PH 2 O ( t / m 2 ) F . S . ( 1 ) T r a t a m ent o F . S . ( 2 )
P a r e d e 
Mon tan t e 123 0 0 ,45 1 ,60 
P a r e d e 
J u s a n t e 151 0 0 ,69 
# t i r a n t e s 
2 , 0x2 ,0m 
( 10 t f ) 
L = 4 ,5m 1 ,26 
 
 
 
 
 
Figura 5.109 - Representação das cunhas formadas na casa de força 
 
 195
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.110 - Projeção estereográfica da casa de força, com definição das 
descontinuidades mais representativas 
 
 
 
 
Figura 5.111- Tratamento da cunha 3 da casa de força com malha de tirantes 
 
 196
 
Figura 5.112 - Tratamento da cunha 3 da casa de força com malha de tirantes 
 
5.11.9 – Túnel de fuga 
 
O túnel de fuga teve seus dados (988 medidas) analisados em trecho único de 0,00 a 
2744,11m, segundo o rumo de 106° e inclinação de 0,0° de inclinação. Foram definidas as 
seguintes famílias de descontinuidades principais: F1 – N73W/75SW (197/75), F2 – 
N48W/66NE (222/66) e F3 – N64W/44NE (26/44), conforme Figura 5.113. 
 
 
Tabela 5.40 - Resumo da análise de ruptura de cunhas do túnel de fuga 
 
 
Combinação de Fra turas 197 o / 7 5 o - 2 2 2 o / 6 6 o - 2 6 o / 4 4 o
L o c a l i za ç ã o P e s o ( t ) 
PH 2 O 
( t / m 2 ) 
F .S . 
( 1 ) Tra tamento 
F .S . 
( 2 ) 
Abóbada 40 0 0 ,0 1 ,66 
P a r e d e 
E s q u e r d a e 
Abóbada 
100 0 0 ,21 
M a l h a d e 
t i r a n t e s 
E s p a ç a me n t o 
2 ,0x2 ,0m – 
1 0 t f ( 3 , 0 m) 
2 ,02 
 
 
 
 197
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.113 - Projeção estereográfica do túnel de fuga, com definição das 
descontinuidades mais representativas 
 
 
 
 
Figura 5.114 - Representação das cunhas formadas no túnel de fuga 
 198
 
Figura 5.115 - Tratamento da cunha 1 do túnel de fuga com malha de tirantes 
Figura 5.116 - Tratamento da cunha 2 do túnel de fuga com malha de tirantes 
 199
5.12 ANÁLISES DE ESTABILIDADE DE TALUDES DE ESCAVAÇÃO 
 
Com base na natureza e orientação geral dos elementos tectônicos, assim como na freqüência e 
distribuição espacial dos principais planos de descontinuidade mapeados, pode-se dizer que 
predominam nos diversos taludes de escavação das estruturas a céu aberto do vertedouro, canais 
do túnel de desvio e emboque do túnel de acesso a casa de força (túnel 1), de 3 a 4 sistemas de 
descontinuidades, conforme pode ser observado no item 5.5 que trata dos mapeamentos 
geológico-geotécnicos da obra de Queimado. Cumpre registrar que para a definição das famílias 
de fraturas foram consideradas apenas as regiões do estereograma com concentrações de medidas 
de atitudes maiores que 4%. 
 
A projeção estereográfica permite a representação dos dados estruturais dos maciços rochosos e 
sua rápida visualização espacial, possibilitando ainda a realização de inúmeras operações para os 
estudos de estabilidade de taludes. As análises feitas com base em estereogramas possuem caráter 
semiquantitativo, porém com base na definição de áreas críticas e incorporando fatores como o 
ângulo de atrito das descontinuidades e orientação espacial dos taludes pode-se fazer estudos 
importantes principalmente na fase de elaboração dos projetos de escavação. 
 
Segundo Fiori e Carmignani (2002), a condição básica para a aplicação da projeção 
estereográfica em estudos de estabilidade de taludes em rocha é o reconhecimento que o ângulo 
de atrito entre superfícies pode ser representado por um pequeno círculo na projeção. Se um 
bloco de rocha tiver liberdade de se movimentar em qualquer direção, o envelope de todas as 
forças atuantes no mesmo é um cone, cuja geratriz perfaz um ângulo φ em torno do pólo da 
superfície. De acordo com a definição de ângulo de atrito ou de fricção φ, um bloco permanecerá 
em repouso em uma superfície planar se a resultante de todas as forças atuantes no bloco afastar-
se da normal à superfície com um ângulo menor que φ, ou em outras palavras, se a resultante das 
forças ficar posicionada dentro do cone de atrito. 
 
Com base na geometria do talude analisado, sua relação espacial com as descontinuidades 
mapeadas e ainda levando-se em consideração o ângulo de atrito atuante ao longo dos planos de 
descontinuidade, foram realizados os estudos cinemáticos, com auxílio do programa 
computacional DIPS, visando caracterizar possíveis processos de ruptura condicionados pelas 
mesmas. Por projeção estereográfica foram definidas as famílias de fraturas para todos os taludes. 
 
Na sistemática utilizada para avaliação da estabilidade dos taludes, verificou-se a possibilidade da 
ocorrência de possíveis processos de ruptura por tombamento e por escorregamento de blocos ou 
cunhas, para a região do vertedouro, canais de montante/jusante do túnel de desvio e emboque dotúnel 1. A área salientada nos diagramas apresentados representa a região onde estão 
posicionados os pólos das feições que podem gerar processos de ruptura ou formação de cunhas 
rochosas geometricamente instáveis, considerando um ângulo de atrito φ = 35º para os planos de 
fraturamento em rocha sã (taludes verticais) e φ = 28º em rocha decomposta (demais taludes). 
Para delimitar os sistemas de fraturamento definidos, foram utilizadas faixas do grande círculo, 
designadas windows, que são limitadas por curvas de variabilidade, representando áreas de 
abrangência referentes a 80 e 90% dos planos representativos do sistema em questão.Todos os 
taludes foram adequadamente tratados considerando as diversas rupturas aqui definidas pelas 
análises, através de ancoragens (passivas e ativas) e concreto projetado. 
 200
5.12.1 Vertedouro 
 
Nas análises realizadas para os taludes localizados na região do vertedouro foram registrados sete 
casos de instabilidade, conforme mostrado na Tabela 5.41. 
 
Tabela 5.41 - Processos de ruptura analisados para o vertedouro 
 
Processos de Ruptura AnalisadosTaludes Elevação (m) Estaca (m) Inclinação Tombamento Planar Cunha 
790,00 - 830,00 10 a 11 1,0V: 0,6H Instável Instável InstávelDireito 790,00 - 830,00 6 a 10 1,0V: 1,0H Estável Instável Estável 
 
Esquerdo 790,00 - 830,00 3 a 10 1,0V: 0,6H Instável Instável Instável
 
 
A seguir estão apresentadas as análises realizadas para cada um dos taludes mapeados, 
juntamente com os comentários e interpretações para cada tipo de ruptura analisada. 
 
O talude direito da estaca 10 a 11 e entre as elevações 790,00 e 830,00 m, de orientação 
N67E/59NW, revelou a presença de três famílias de descontinuidades definidas por: F1 = 
N11E/41NW (281/41); F2 = N61W/88NE (29/88) e F3 = N61W/85SW (209/85). 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.117 - Análises de ruptura por tombamento (esquerda) e planar (direita) por 
escorregamento de bloco – talude direito do vertedouro (elevação 790 – 830, estaca 10 a 11) 
 
A partir do diagrama apresentado a esquerda na Figura 5.117, observa-se que a possibilidade de 
ruptura é muito pequena, embora possa vir a ocorrer, devido à presença de pólos no interior da 
área instável, correspondentes a dispersões de F3 ou mesmo a uma outra família secundária sem 
representação estatística. 
 201
A ocorrência de pólos no interior da área crítica, apresentada a direita da Figura 5.117, indica a 
possibilidade de escorregamentos planares de blocos condicionados pela família F1 ou mesmo a 
uma outra família secundária sem representação estatística, de atitude média igual a 23/43. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.118 - Análise de ruptura por escorregamento de cunhas – talude direito 
do vertedouro (elevação 790 – 830, estaca 10 a 11) 
 
O diagrama anterior mostra que a linha de interseção dos planos médios das famílias F1 e F2, 
cuja atitude é 303/51, está contida na área crítica, indicando a existência de cunhas instáveis no 
talude analisado. Cumpre registrar, que a interseção dos planos correspondentes às famílias F1 e 
F3, de ocorrência no limite da área instável, também deve ser considerada como possível 
condicionante da formação de cunhas rochosas. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.119 - Análises de ruptura por tombamento (esquerda) e planar por escorregamento de 
bloco (direita) – talude direito do vertedouro (elevação 790 – 830, estaca 6 a 10) 
 202
No talude direito (orientação N67E/45NW) também foi realizada uma análise de estabilidade 
adicional, numa faixa compreendendo as estacas de 6 a 10, devido à diferença de inclinação do 
mesmo no referido intervalo. Os dados mapeados revelaram a existência de três famílias de 
descontinuidades de orientação: F1 = N22W/72SW (243/72); F5 = N14W/64NE (76/64); F6 = 
N78E/45NW (348/45). 
 
A análise da Figura 5.119, lado esquerdo, mostra a ocorrência de um pólo, no interior da área 
instável que, apesar de pequena probabilidade, podem existir feições que poderiam condicionar 
um processo de ruptura por tombamento nesta estrutura. 
 
Embora não tenha sido observada a ocorrência de pólos no interior da zona crítica (Figura 5.119, 
lado direito), alguns planos correspondentes a dispersões de F6, eventualmente poderiam gerar 
instabilidades, uma vez que as curvas de variabilidade correspondentes a 80 e 90% dos pólos 
representativos da família em questão, possuem um pequeno segmento no interior da área 
salientada no diagrama. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.120 - Análise de ruptura por escorregamento de cunhas – talude direito 
do vertedouro (elevação 790 – 830, estaca 6 a 10) 
 
Devido à inexistência de interseções dos planos de descontinuidades mapeadas no interior da área 
crítica da Figura 5.120, pode-se afirmar que a possibilidade de formação de cunhas rochosas no 
talude em questão é praticamente inexistente. 
 
No talude esquerdo do vertedouro (orientação N67E/59SE) - elevações 790,00 e 830,00 m, o 
mapeamento realizado revelou a presença de três famílias de descontinuidades (duas principais e 
uma secundária) com atitudes médias: F1 = N31E/67NW (301/67); F2 = N57W/83NE (33/83); 
F4 = N55E/23SE (145/23). A família F3, observada no diagrama geral do vertedouro, não tem 
representatividade estatística nos dados analisados para o trecho do talude em questão. 
 
De acordo com a análise realizada para este talude, pode-se dizer que a possibilidade de ruptura 
por tombamento é muito pequena (Figura 5.121, lado esquerdo), embora possa vir a ocorrer, 
 203
devido à presença de pólos pertencentes a dispersões da família F1, no interior da área instável. 
Também foram identificados pólos com atitude média de 330/87, condicionantes de possíveis 
rupturas por tombamento. 
 
No caso da Figura 5.121 (lado direito), apesar dos pólos representarem basicamente uma família 
aleatória F4, estes constituem 50% de sua população de pólos situados no interior da área 
instável, sugerindo grande propensão à instabilidade por ruptura planar ao longo desse plano. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.121 - Análises de ruptura por tombamento (esquerda) e planar por escorregamento de 
bloco (direita) – talude esquerdo do vertedouro (elevação 790 – 830, estaca 3 a 10) 
 
 
Figura 5.122 - Análise de ruptura por escorregamento de cunhas – talude esquerdo 
do vertedouro (elevação 790 – 830, estaca 3 a 10) 
 
O diagrama acima mostra que a linha de interseção dos planos médios das famílias F2 e F4, cuja 
 
 204
atitude é 119/29, está contida na área crítica, indicando a existência de cunhas instáveis no talude 
esquerdo do vertedouro. 
 
5.12.2 Canal de montante do túnel de desvio 
 
Para o canal de montante do túnel de desvio foram realizadas análises de estabilidade para o 
talude esquerdo e direito, entre as elevações 770,00 e 806,00m, para os taludes situados acima do 
espelho da escavação do emboque do túnel de desvio (talude frontal) e para o espelho da 
escavação do emboque. 
 
Cumpre registrar que, na maioria das análises realizadas, a quantidade de descontinuidades 
mapeadas era insuficiente para a determinação de famílias. Entretanto, com base nos dados 
obtidos no estereograma geral desta estrutura, foi feita uma tentativa de correlacionar os mesmos, 
com os dados obtidos do mapeamento em cada talude analisado. 
 
Nas análises realizadas para os taludes localizados na região do canal de montante do túnel de 
desvio foram registrados doze casos de instabilidade, conforme apresentado na Tabela 5.42. A 
seguir serão apresentadas as análises realizadas para cada um dos taludes mapeados, juntamente 
com os comentários e interpretações para cada tipo de ruptura analisada (Figuras 5.123 a 5.135). 
 
Tabela 5.42 - Processos de ruptura analisadospara o canal de montante do túnel de desvio 
 
Processos de Ruptura AnalisadosTaludes Elevação (m) Progr. (m) Inclinação
Tombamento Planar cunha 
784,00 - 794,00 0 a 35 1V: 0,5H Instável Estável Estável 
787,00 - 806,00 0 a 80 1V: 1,3H Estável Estável 
 
O mapeamento realizado no talude direito, entre as elevações 784,00 e 794,00m revelou a 
presença de três famílias de descontinuidades (duas principais e uma secundária, denominada 
F6), com atitudes: F3 = N78W/57SW (192/57); F4 = N72E/67SE (162/67); F6 = N63E/37SE. 
 
Estável 
Direito 
 
770,00 - 790,00 0 a 60 Vertical Instável Instável Instável 
 
784,00 - 794,00 0 a 40 1V: 0,5H Estável Estável Instável 
787,00 - 806,00 0 a 35 1V: 1,3H Estável Estável Estável 
 
Esquerdo 
 770,00 - 790,00 0 a 70 Vertical Instável Instável Instável 
 
784,00 - 794,00 0 a 8 1V: 0,5H Estável Instável Instável Frontal 
 787,00 - 806,00 0 a 7 1V: 1,3H Estável Estável Estável 
 
Espelho 770,00 - 790,00 0 a 5 Vertical Instável Instável Estável 
 205
Na Figura 5.123 (lado esquerdo) percebe-se que a possibilidade de ruptura é muito pequena, 
embora possa vir a ocorrer, devido à presença de pólos pertencentes às famílias F3 e F4, no 
interior da área instável. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.123 - Análises de ruptura por tombamento (esquerda) e planar por escorregamento de 
bloco (direita) – talude direito do canal montante túnel desvio (elevação 784 – 794, progr. 0 a 35) 
 
Figura 5.124 - Análise de ruptura por escorregamento de cunhas – talude direito do canal de 
montante do túnel de desvio (elevação 784 – 794, progr. 0 a 35) 
 
Como não ocorrem interseções dos planos referentes às descontinuidades mapeadas na zona 
crítica da figura acima, pode-se dizer que a possibilidade de ocorrência de cunhas rochosas 
instáveis neste talude é praticamente inexistente. 
 
 
 206
No mapeamento realizado no talude direito entre as elevações 787,00 a 800,00m e 799,00 a 
806,00m (orientação N86W/38NE) do canal de montante do túnel de desvio, constatou-se a 
presença de apenas um sistema de fraturas, correlacionado à família F1 de atitude N21W/44SW 
(249/44). Por se tratar de somente uma família de descontinuidade principal e representativa dos 
dados coletados neste trecho do talude direito, chegou-se a conclusão da inexistência de rupturas 
pelos processos de tombamento, planar e cunha. 
 
Os dados obtidos no mapeamento do talude direito vertical do canal de montante do túnel de 
desvio (orientação N86W/90), localizado entre as elevações 770,00 e 790,00 m, revelaram a 
existência de três famílias principais de descontinuidades, além de uma família secundária, 
denominada de F5, com orientações: F1 = N10W/50SW (260/50); F2 = N63W/71NE (27/71); 
F4 = N74W/71SW (196/71); F5 = N34W/52NE (56/52). 
 
A partir da análise do estereograma abaixo (Figura 5.125, lado esquerdo), pode-se dizer que a 
possibilidade de ruptura está condicionada à presença de pólos pertencentes à família F4 e 
eventuais dispersões da mesma, no interior da área instável. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.125 - Análise de ruptura por tombamento (esquerda) e planar por escorregamento de 
bloco no talude direito do canal de montante do túnel de desvio (elevação 770-790, progr. 0 a 60) 
 
No caso da Figura 5.125 (lado direito), existe a possibilidade de escorregamentos planares de 
blocos, condicionados pela família F2 e pela família secundária. 
 
No interior da área salientada no diagrama da Figura 5.126 não ocorrem interseções dos planos 
de descontinuidades mapeadas. Entretanto, cumpre registrar, que a interseção dos planos 
correspondentes às famílias F1 e F2, cuja atitude é 311/37, tem ocorrência muito próxima ao 
limite da área instável, devendo ser considerada como possível condicionante da formação de 
cunhas rochosas. 
 
 
 207
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.126 - Análise de ruptura por escorregamento de cunhas no talude direito do canal de 
montante do túnel de desvio (elevações 770 – 790, progr. 0 a 60) 
 
O mapeamento realizado no talude esquerdo, entre as elevações 784,00 e 794,00m (orientação 
N86W/64SW) revelou a presença de três das famílias principais, além de uma família secundária, 
denominada F7, com orientações: F1 = N03E/74NW (273/74); F2 = N45W/63NE (45/63); F3 = 
N56E/74SE (146/74); F7 = N04E/75SE (94/75). 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.127- Análise de ruptura por tombamento (esquerda) e planar por escorregamento de 
bloco (direita) talude esquerdo - canal de montante do túnel de desvio (elev. 784-794, pr. 0 a 40) 
 
No caso da figura acima (lado direito), não existe a possibilidade de ruptura por tombamento com 
os dados levantados pelo mapeamento. No entanto, alguns planos correspondentes a dispersões 
 208
de F2 eventualmente poderiam gerar planos instáveis, uma vez que a curva de variabilidade 
correspondente a 90% dos pólos amostrados ocorre muito próxima à área instável. 
 
A ocorrência de dois pólos, no interior da área instável (Figura 5.127, lado direito) mostra que, 
apesar de pequena probabilidade, podem existir feições que poderiam condicionar um 
escorregamento por cisalhamento neste trecho do talude esquerdo. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 Figura 5.128 - Análise de ruptura por escorregamento de cunhas no talude esquerdo do 
canal de montante do túnel de desvio (elevações 784 – 794 e progr. 0 a 40) 
 
O mapeamento realizado no talude esquerdo, entre as elevações 787,00 a 800,00m e 799,00 a 
806,00m (orientação N86W/38SW) revelou a presença de duas das três famílias principais, além 
de duas famílias secundárias, denominadas F6 e F7 de orientações: F1 = N12W/49SW (258/49); 
F2 = N85E/50SE (146/81); F7 = N10E/78SE (176/50); F8 = N49E/44NW (100/78). 
 
A ocorrência de um pólo, no interior da área crítica da Figura 5.129 (lado esquerdo) mostra que, 
apesar de pequena probabilidade, podem existir feições que poderiam condicionar um processo 
de ruptura por tombamento no talude esquerdo. 
 
No caso da Figura 5.129 (lado direito), devido à inexistência de pólos no interior da área instável, 
pode-se dizer que não existe a possibilidade de rupturas por escorregamento de blocos no talude 
em questão. Entretanto, alguns planos correspondentes a dispersões de F6 eventualmente 
poderiam gerar planos instáveis, uma vez que a curva de variabilidade correspondente a 90% dos 
pólos amostrados ocorre muito próxima à área instável. 
 
Na análise da Figura 5.130 a respeito da análise de ruptura por cunha, devido a grande variação 
na atitude da família F3, foram definidos dois planos de atitude 163/81 e 144/80, para 
representação da mesma.Como não ocorrem interseções destes planos no interior da zona crítica, 
pode-se dizer que a possibilidade de ocorrência de cunhas rochosas instáveis neste talude é 
praticamente inexistente. 
 209
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.129 - Análise de ruptura por tombamento (esquerda) e planar por escorregamento de 
bloco (direita) talude esquerdo - canal de montante do túnel de desvio (elevação 787-806, progr. 
0 - 35) 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.130 - Análise de ruptura por escorregamento de cunhas no talude esquerdo do canal de 
montante do túnel de desvio (elevações 787 – 806 e progr. 0 a 35) 
 
Os dados obtidos no mapeamento do talude esquerdo (vertical) do canal de montante do túnel 
de desvio, localizado entre as elevações 770,00 e 790,00m (orientação N86W/90), revelaram a 
existência das quatro famílias principais de orientação: F1 = N16W/43SW (254/43); F2 = 
N64W/58NE (26/58); F3 = N52E/77SE (142/77); F4 = N71W/67SW (199/67). 
 
Existe possibilidade de ruptura no talude esquerdo (Figura 5.131, esquerda), devidoà presença de 
pólos pertencentes à família F2 e eventuais dispersões da mesma, no interior da área instável. 
 210
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.131 - Análise de ruptura por tombamento (esquerda) e planar por escorregamento de 
bloco (direita) talude esquerdo - canal de montante do túnel de desvio (el. 770-790, progr. 0 a 70) 
 
No caso do diagrama da Figura 5.131 (lado direito), o risco de escorregamento condicionado por 
três sistemas de fraturas (F1, F3 e F4) é bastante elevado, uma vez que se observa a totalidade de 
pólos limitados pela curva de variabilidade de 90%, no interior da área instável. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.132 - Análise de ruptura por escorregamento de cunhas no talude esquerdo do canal de 
montante do túnel de desvio (el. 770 – 790 e progr. 0 a 70) 
 
O diagrama da figura acima mostra que ocorrem interseções entre os planos médios 
correspondentes às famílias F1-F3, F1-F4 e F3-F4. As linhas de interseção dos planos cujas 
atitudes são, respectivamente, 217/42, 271/43 e 186/68, estão contidas no interior da área crítica, 
indicando a existência de cunhas instáveis no talude analisado. Cumpre registrar que, em relação 
 211
ao talude em questão o risco de rupturas por escorregamento de cunhas é bastante elevado, uma 
vez que praticamente todos os planos correspondentes às famílias principais definidas no 
estereograma geral desta estrutura, apresentam interseções no interior da zona crítica. 
 
O mapeamento realizado no talude frontal, entre as elevações 784,00 e 794,00m (orientação 
N04E/64NW) revelou a presença de duas das três famílias principais, além de uma família 
secundária denominada F10, com orientações: F1 = N20W/42SW (250/42); F4 = N57W/59SW 
(213/59); F10 = N24W/78SW (246/78). 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.133 - Análise de ruptura por tombamento (esquerda) e planar por escorregamento de 
bloco (direita) talude frontal - canal de montante do túnel de desvio (el. 784-794, progr. 0 a 8) 
 
A possibilidade de ruptura por tombamento neste talude (Figura 5.133, lado esquerdo) é 
praticamente nula, devido à inexistência de pólos no interior da área instável. 
 
A ocorrência da totalidade de pólos correspondentes á família F1, no interior dessa área crítica da 
Figura 5.133 (lado direito), indica a possibilidade de escorregamentos planares de blocos 
condicionados pela mesma. Cumpre registrar que, apesar da pouca representatividade desta 
família no diagrama apresentado, esta corresponde a um dos principais sistemas de fraturas 
definidos no estereograma geral desta estrutura. 
 
O diagrama da Figura 5.134 mostra que a linha de interseção dos planos médios representantes 
das famílias F1 e F4, de atitude 264/46 está contida no interior da área instável, indicando a 
existência de cunhas instáveis no talude frontal entre as elevações 784,00 e 794,00 m. 
 
O mapeamento realizado no talude frontal, entre as elevações 787,00 a 800,00m e 799,00 a 
806,00m (orientação N04E/38NW) revelou a presença de apenas uma das quatro famílias 
principais definidas no estereograma geral desta estrutura, com atitude F1 = N06W/52SW 
(264/52). Por esta razão o talude em questão foi considerado estável para as três condições de 
análise de ruptura e não serão mostrados os estereogramas analisados. 
 212
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.134 - Análise de ruptura por escorregamento de cunhas no talude frontal do canal de 
montante do túnel de desvio (elevações 784 – 794 e progr. 0 a 8) 
 
Os dados obtidos no mapeamento do espelho da escavação do emboque do túnel de desvio - 
talude vertical - localizado entre as elevações 770,00 e 790,00m (orientação NS/90), revelaram a 
existência da família principal F1, correspondente àquela definida no estereograma geral desta 
estrutura, além de uma família secundária, denominada F7. As orientações obtidas foram: F1 = 
N03E/54NW (273/54); F7 = N02E/64SE (92/64). 
 
O diagrama da Figura 5.135 (lado esquerdo) mostra que existe possibilidade de ruptura por 
tombamento, devido à presença de pólos pertencentes à família F7 e eventuais dispersões da 
mesma, no interior da área instável. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.135 - Análise de ruptura por tombamento (esquerda) e planar por escorregamento de 
bloco (direita) espelho - canal de montante do túnel de desvio (elevação 770-790, progr. 0 a 5) 
 213
 
A ocorrência de pólos, no interior da área crítica da Figura 5.135 (lado direito), indica a 
possibilidade de escorregamentos planares de blocos, condicionados pela família F1, ou mesmo a 
uma outra família secundária sem representação estatística. 
 
No caso da análise de ruptura por cunha como o estereograma revelou a existência de somente 
duas famílias de descontinuidades representativas que se interceptam fora da zona crítica, não 
será mostrado o respectivo diagrama. 
 
5.12.3 Canal de jusante do túnel de desvio 
 
Para esta estrutura foram realizadas análises de estabilidade para o talude esquerdo, direito e 
frontal entre as elevações 790,00 e 815,00m. Devido à diferença na direção do talude esquerdo 
foram realizados diagramas visando realizar uma análise conjunta para cada tipo de ruptura. 
 
Cumpre registrar que, na maioria das análises realizadas, a quantidade de descontinuidades 
mapeadas era insuficiente para a determinação de famílias. Entretanto, com base nos dados 
obtidos no estereograma geral desta estrutura, foi feita uma tentativa de correlacionar os mesmos, 
com os dados obtidos do mapeamento em cada talude analisado. 
 
Nas análises realizadas para os taludes localizados na região do canal de jusante do túnel de 
desvio foram registrados nove casos de instabilidade, conforme apresentado na Tabela 5.43. 
 
Tabela 5.43 - Análises de rupturas do canal de jusante do túnel de desvio 
Processos de Ruptura AnalisadosTaludes Elevação (m) Progr. (m) Inclinação Tombamento Planar cunha 
790,00 - 810,00 5 - 60 1,0V: 1,0H 
800,00 - 810,00 10 - 40 1,0V: 1,3H 
Estável Instável Estável 
Direito 
770,00 - 790,00 10 - 50 Vertical Instável Instável Estável 
 
770,00 - 797,00 60 - 160 1,0V:1,3H Estável Estável Estável 
790,00 - 800,00 5 - 60 1,0V: 1,0H 
800,00 - 815,00 5 - 45 1,0V: 1,0H 
Instável Estável Estável Esquerdo 
770,00 - 790,00 5 - 57 Vertical Instável Instável Instável 
 
Frontal 770,00 - 790,00 13 - 0 - 9 Vertical Estável Instável Instável 
 
 
A seguir estão apresentadas as análises realizadas para cada um dos taludes mapeados, 
juntamente com os comentários e interpretações para cada tipo de ruptura analisada. 
 
O mapeamento realizado no talude direito, entre as elevações 790,00 e 810,00 m (orientação 
N65E/38-45SE) revelou a presença de uma das famílias de descontinuidade principal, além de 
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uma secundária, denominada F6, com orientações: F1 = N16W/51SW (254/51); F6 = N61E/50SE 
(151/50). 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Figura 5.136 - Análise de ruptura por tombamento (esquerda) e planar por escorregamento de 
bloco (direita) talude direito - canal de jusante do túnel de desvio (el. 790-810, progr. 5 a 60) 
 
Observa-se no diagrama acima (lado esquerdo), que a possibilidade de ruptura é praticamente 
nula, devido à inexistência de pólos no interior da área instável. 
 
A ocorrência de um pólo correspondente á família secundária F6 no interior da área crítica da 
Figura 5.136 (lado direito), mostra que apesar de pequena probabilidade, podem existir feições 
que poderiam condicionar um escorregamento por cisalhamento neste trecho do talude direito. 
 
No caso da ruptura por cunha por se tratar da análise da influência de somente dois planos de 
descontinuidades principais a análise se tornou mais simplificada, não ocorrendo